PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK...

DEPARTEMEN PEKERJAAN UMUM DIREKTORAT JENDERAL BINA MARGA DIREKTORAT BINA PROGRAM JALAN

PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN

LAMPIRAN A

PERSYARATAN TAHAN GEMPA

BRIDGE DESIGN CODE APPENDIX A - DETAILED EARTHQUAKE DESIGN 26 May 1992

DOCUMENT No. BMS7-CA

BRIDGE DESIGN CODEPERATURAN PERENCANAAN TEKNIK

JEMBATAN

APPENDIX A - DETAILED EARTHQUAKE DESIGN LAMPIRAN A - PERSYARATAN TAHAN GEMPA

SUMMARY OF CONTENTSIKHTISAR DAFTAR ISI

TABLE OF CONTENTS .....................................................................................................................A - I

DAFTAR ISI ........................................................................................................................................A - iii

LIST OF TABLESDAFTAR TABEL .................................................................................................................................A - v

LIST OF FIGURESDAFTAR GAMBAR .............................................................................................................................A - v

A.1 INTRODUCTIONPENDAHULUAN.........................................................................................................................A - 1

A.2 DESIGN PROCEDURECARA PERENCANAAN ............................................................................................................A - 7

A.3 GENERAL DESIGN REQUIREMENTS PERSYARATAN PERENCANAAN UMUM ...............................................................................A - 17

A.4 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE A BRIDGESPERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE A ...................................................A - 26

A.5 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE B BRIDGESPERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE B ...................................................A - 37

A.6 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE C BRIDGESPERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE C ...................................................A - 39

A.7 SOIL LIQUEFACTIONKEHILANGAN KEKUATAN TANAH - LIQUEFACTION ...........................................................A - 41

A.8 BASE ISOLATION AND MECHANICAL DAMPERSISOLASI DASAR DAN PEREDAM MEKANIKAL .....................................................................A - 44

REFERENCES PUSTAKA ..................................................................................................................A - 48

26 May 1992 Table of Contets

A - i

TABLE OF CONTENTS

A.1 INTRODUCTION A.1.1 SCOPE .................................................................................................................................... A - 1 A.1.2 APPLICATION ......................................................................................................................... A - 1 A.1.3 ORGANIZATION OF SECTION .............................................................................................. A - 2 A.1.4 GLOSSARY ............................................................................................................................. A - 3 A.1.5 SYMBOLS ............................................................................................................................... A - 3

A.2 DESIGN PROCEDURE A.2.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 7 A.2.2 ASSUMPTIONS ...................................................................................................................... A - 7 A.2.3 PROCEDURE ......................................................................................................................... A - 8 A.2.4 DEPTH TO FIXITY .................................................................................................................. A - 9 A.2.5 MEMBER STRENGTH

A.2.5.1 Nominal Strength ......................................................................................................... A - 9 A.2.5.2 Design Strength ........................................................................................................... A - 10 A.2.5.3 Overstrength

A.2.6 STRUCTURE DUCTILITY ....................................................................................................... A - 11 A.2.7 VERTICAL SEISMIC MOTIONS ............................................................................................. A - 13 A.2.8 DIRECTION OF LOADING ...................................................................................................... A - 13 A.2.9 DYNAMIC ANALYSIS

A.2.9.1 General ....................................................................................................................... A - 13 A.2.9.2 Methods of Analysis

A.2.9.2.1 Elastic Behaviour ................................................................................................. A - 14 A.2.9.2.2 Moderate Inelastic Behaviour .............................................................................. A - 14 A.2.9.2.3 Inelastic Behaviour .............................................................................................. A - 14

A.2.9.3 Loading Directions ....................................................................................................... A -14 A.2.9.4 Input Ground Motions ................................................................................................... A -14 A.2.9.5 Design Forces and Deformations

A.2.9.5.1 Modal Spectral Analysis ...................................................................................... A - 15A.2.9.5.2 Time-History Analysis .......................................................................................... A - 15

A.2.10 SEISMIC DISPLACEMENTS A.2.10.1 General ....................................................................................................................... A - 15 A.2.10.2 Displacement Response .............................................................................................. A - 15

A.3 GENERAL DESIGN REQUIREMENTS A.3.1 STRUCTURAL INTEGRITY AND PROVISION FOR DISPLACEMENTS

A.3.1.1 Horizontal Linkages ...................................................................................................... A - 17 A.3.1.2 Holding-Down Devices .................................................................................................A - 18 A.3.1.3 Horizontal Clearance .................................................................................................... A - 19

A.3.2 REPAIR CONSIDERATIONS .................................................................................................. A - 20A.3.3 FREE STANDING RETAINING WALLS

A.3.3.1 General ........................................................................................................................ A - 20 A.3.3.2 Static Earth Pressure ................................................................................................... A - 20 A.3.3.3 Inertial Force ................................................................................................................ A - 20 A.3.3.4 Dynamic Earth Pressure

A.3.3.4.1 Stiff Walls ............................................................................................................. A - 21 A.3.3.4.2 Flexible Walls ....................................................................................................... A - 21

A.3.3.5 Walls with Footings on Soil ..........................................................................................A - 22 A.3.3.6 Walls on Rock, Piles or Well Foundations ....................................................................A - 23 A.3.3.7 Reinforced Earth Walls ................................................................................................. A - 23

A.3.4 ABUTMENT WALLS A.3.4.1 Non-rigid Connection to Superstructure ....................................................................... A - 24 A.3.4.2 Rigid Connection to Superstructure .............................................................................. A - 25

A.4 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE A BRIDGES A.4.1 RESTRICTIONS ON LAYOUT ................................................................................................ A - 26 A.4.2 DESIGN OF HINGES IN STRUCTURAL CONCRETE COLUMNS

A.4.2.1 General ........................................................................................................................ A - 26 A.4.2.2 Regions Where Special Confining Reinforcement Should be Provided ....................... A - 27 A.4.2.3 Amount of Confining Reinforcement to be Provided ..................................................... A - 27


A.4.2.4 Reinforcing Steel .......................................................................................................... A - 29 A.4.2.5 Concrete Strength ........................................................................................................ A - 29 A.4.2.6 Inner Bound Core ......................................................................................................... A - 30 A.4.2.7 Shear ............................................................................................................................ A - 30

A.4.3 DESIGN OF HINGES IN STRUCTURAL STEEL MEMBERS A.4.3.1 General ........................................................................................................................ A - 30 A.4.3.2 Lateral Restraint ........................................................................................................... A - 30 A.4.3.3 Shear capacity of Hinge Regions ................................................................................. A - 30A.4.3.4 Connection of Hinging Member .................................................................................... A - 31A.4.3.5 Moment Capacity of Hinging Sections .......................................................................... A - 31 A.4.3.6 Materials ....................................................................................................................... A - 32

A.4.4 DESIGN OF STRUCTURE BETWEEN PLASTIC HINGESA.4.4.1 General ........................................................................................................................ A - 32 A.4.4.2 Strength Reduction Factor ........................................................................................... A - 33 A.4.4.3 Shear ............................................................................................................................ A - 33 A.4.4.4 Connection of Hinges ...................................................................................................A - 34 A.4.4.5 Buckling of Columns ..................................................................................................... A - 34 A.4.4.6 Instability Effects .......................................................................................................... A - 34 A.4.4.7 Joints ............................................................................................................................ A - 35A.4.4.8 Special Provisions for Structural Concrete

A.4.4.8.1 Shear ................................................................................................................... A - 35 A.4.4.8.2 Splices in longitudinal Reinforcing ....................................................................... A - 35

A.4.4.9 Special Provisions for Structural Steel A.4.4.9.1 Column Splices .................................................................................................... A - 36 A.4.4.9.2 Connections ......................................................................................................... A - 36

A.4.5 DESIGN OF ARTICULATIONS ............................................................................................... A - 36

A.5 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE B BRIDGESA.5.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 37A.5.2 DESIGN OF ARTICULATIONS

A.5.2.1 General ........................................................................................................................ A - 37 A.5.2.2 Design of Linkages at Abutments ................................................................................. A - 37A.5.2.3 Design of Linkages at Expansion Joints .......................................................................A - 37

A.6 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE C BRIDGESA.6.1 RESTRICTIONS ON LAYOUT ................................................................................................ A - 39 A.6.2 STRUCTURAL TYPE FACTOR .............................................................................................. A - 39A.6.3 FOUNDATIONS ...................................................................................................................... A - 40 A.6.4 INTEGRITY OF CONNECTIONS ............................................................................................ A - 40

A.7 SOIL LIQUEFACTIONA.7.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 41A.7.2 LIQUEFACTION POTENTIAL

A.7.2.1 Simplified Method Based on Chinese Building Code Data ........................................... A - 41 A.7.2.2 Method Based on Cyclic Stress Ratio Analysis ............................................................ A - 43

A.8 BASE ISOLATION AND MECHANICAL DAMPERSA.8.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 44 A.8.2 BASE ISOLATION ................................................................................................................... A - 44 A.8.3 MECHANICAL DAMPERS ......................................................................................................A - 45 A.8.4 APPLICATION TO BRIDGES ..................................................................................................A - 45 A.8.5 MINIMUM DESIGN REQUIREMENTS FOR BRIDGES INCORPORATING MECHANICAL

ENERGY DISSIPATORS ........................................................................................................ A - 46

REFERENCESGENERAL SOURCE DOCUMENTS ........................................................................................................ A - 48 SELECTED REFERENCES ..................................................................................................................... A - 48

A - ii


A - iii

DAFTAR ISI

A.1 PENDAHULUAN A.1.1 RUANG LINGKUP ...................................................................................................................A - 1 A.1.2 PENGGUNAAN .......................................................................................................................A - 1 A.1.3 SUSUNAN BAGIAN PENJELASAN .........................................................................................A - 2 A.1.4 ISTILAH ...................................................................................................................................A - 3 A.1.5 NOTASI ....................................................................................................................................A - 3

A.2 CARA PERENCANAAN A.2.1 UMUM ......................................................................................................................................A - 7 A.2.2 ANGGAPAN-ANGGAPAN .......................................................................................................A - 7 A.2.3 TAHAPAN ................................................................................................................................A - 8 A.2.4 KEDALAMAN JEPIT ................................................................................................................A - 9 A.2.5 KEKUATAN KOMPONEN

A.2.5.1 Kekuatan Nominal ...........................................................................................................A - 9 A.2.5.2 Kekuatan Rencana ..........................................................................................................A - 10 A.2.5.3 Kekuatan Lebih ...............................................................................................................A - 11

A.2.6 DAKTILITAS STRUKTUR ........................................................................................................A - 11 A.2.7 GERAKAN SEISMIK VERTIKAL .............................................................................................A - 13 A.2.8 ARAH PEMBEBANAN .............................................................................................................A - 13 A.2.9 ANALISA DINAMIK

A.2.9.1 Umum .................................................................................................................................A -13 A.2.9.2 Cara Analisa

A.2.9.2.1 Perilaku Elastis .......................................................................................................A-14 A.2.9.2.2 Perilaku Moderat Tidak Elastis ...............................................................................A-14 A.2.9.2.3 Perilaku Tidak Elastis .............................................................................................A-14

A.2.9.3 Arah Pembebanan .............................................................................................................A-14 A.2.9.4 Masukan Gerakan Tanah ...................................................................................................A-14 A.2.9.5 Gaya Dan Deformasi Rencana

A.2.9.5.1 Analisa Modal Spektral ...........................................................................................A-15A.2.9.5.2 Analisa Riwayat Waktu (Time-history) ....................................................................A-15

A.2.10 SIMPANGAN SEISMIK A.2.10.1 Umum ...............................................................................................................................A-15 A.2.10.2 Simpangan Respons ........................................................................................................A-15

A.3 PERSYARATAN PERENCANAAN UMUM A.3.1 INTEGRITAS STRUKTURAL DAN PERLENGKAPAN TERHADAP SIMPANGAN

A.3.1.1 Hubungan Horisontal .......................................................................................................A - 17 A.3.1.2 Perlengkapan Penahan Vertikal ......................................................................................A - 18 A.3.1.3 Jarak Bebas Horisontal ...................................................................................................A - 19 A.3.2 PERTIMBANGAN PERBAIKAN ....................................................................................A - 20

A.3.3 TEMBOK PENAHAN YANG BERDIRI BEBAS A.3.3.1 Umum ..............................................................................................................................A - 20 A.3.3.2 Tekanan Tanah Statik .....................................................................................................A - 20 A.3.3.3 Gaya Inersia ....................................................................................................................A - 20 A.3.3.4 Tekanan Tanah Dinamik

A.3.3.4.1 Tembok Kaku ..........................................................................................................A - 21 A.3.3.4.2 Tembok Fleksibel ....................................................................................................A - 21

A.3.3.5 Tembok dengan Pondasi Diatas Tanah ..........................................................................A - 22 A.3.3.6 Tembok pada Pondasi Batuan, Tang atau Sumuran .......................................................A - 23 A.3.3.7 Tembok Tanah Bertulang ................................................................................................A - 23

A.3.4 TEMBOK PANGKAL A.3.4.1 Hubungan Tidak Kaku Terhadap Bangunan Atas ...........................................................A - 24 A.3.4.2 Hubungan Kaku Terhadap Bangunan Atas .....................................................................A - 25

A.4 PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE A A.4.1 PEMBATASAN PADA DENAH ................................................................................................A - 26 A.4.2 PERENCANAAN SENDI DALAM KOLOM BETON STRUKTURAL

A.4.2.1 Umum ..............................................................................................................................A - 26 A.4.2.2 Bagian Untuk Mana Harus Diadakan Tulangan Pengikat Khusus ...................................A - 27 A.4.2.3 Jumlah Tulangan Pengikat Yang Diadakan .....................................................................A - 27


A.4.2.4 Baja Tulangan ...........................................................................................................A - 29 A.4.2.5 Kekuatan Beton .........................................................................................................A - 29 A.4.2.6 Inti dalam yang Terikat .............................................................................................. A - 30 A.4.2.7 Geser ........................................................................................................................ A - 30

A.4.3 PERENCANAAN SENDI DALAM KOMPONEN STRUKTURAL BAJA A.4.3.1 Umum ........................................................................................................................ A - 30 A.4.3.2 Ketahanan Lateral .....................................................................................................A - 30 A.4.3.3 Kapasitas Geser dari Daerah Sendi ..........................................................................A - 30 A.4.3.4 Hubungan Dari Komponen Bersendi ......................................................................... A - 31 A.4.3.5 Kapasitas Momen dari Bagian Bersendi ................................................................... A - 31 A.4.3.6 Bahan-bahan ............................................................................................................. A - 32

A.4.4 PERENCANAAN STRUKTUR ANTARA SENDI PLASTISA.4.4.1 Umum ........................................................................................................................ A - 32 A.4.4.2 Faktor Reduksi Kekuatan .......................................................................................... A - 33A.4.4.3 Geser ........................................................................................................................ A - 33 A.4.4.4 Hubungan dari Sendi-sendi .......................................................................................A - 34A.4.4.5 Tekuk dari Kolom-kolom ............................................................................................ A - 34A.4.4.6 Pengaruh Ketidak Stabilan ........................................................................................ A - 34A.4.4.7 Sambungan-sambungan ........................................................................................... A - 35 A.4.4.8 Pengadaan Khusus Untuk Beton Struktural

A.4.4.8.1 Geser ................................................................................................................... A - 35 A.4.4.8.2 Sambungan dalam Tulangan Memanjang ........................................................ A - 35

A.4.4.9 Pengadaan Khusus untuk Baja Struktural A.4.4.9.1 Sambungan Kolom ........................................................................................... A - 36 A.4.4.9.2 Hubungan-hubungan ........................................................................................ A - 36

A.4.5 RENCANA HUBUNGAN ARTIKULASI .............................................................................. A - 36

A.5 PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE B A.5.1 UMUM ................................................................................................................................ A - 37A.5.2 RENCANA HUBUNGAN ARTIKULASI

A.5.2.1 Umum ............................................................................................................................ A - 37 A.5.2.2 Rencana Hubungan pada Pangkal Jembatan ................................................................ A - 37 A.5.2.3 Rencana Hubungan pada Sambungan Dilatasi ............................................................. A – 37

A.6 PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE C A.6.1 PEMBATASAN DENAH ..................................................................................................... A - 39A.6.2 FAKTOR TIPE STRUKTURAL ........................................................................................... A - 39A.6.3 PONDASI ........................................................................................................................... A - 40A.6.4 INTEGRITAS DARI HUBUNGAN-HUBUNGAN ................................................................. A - 40

A.7 KEHILANGAN KEKUATAN TANAH - LIQUEFACTIONA.7.1 UMUM ................................................................................................................................ A - 41A.7.2 POTENSIAL LIQUEFACTION

A.7.2.1 Cara Sederhana Berdasarkan Data Tata Cara Bangunan di China ................................ A - 41 A.7.2.2 Cara Berdasarkan Analisa Perbandingan Tegangan Berulang .......................................A – 43

A.8 ISOLASI DASAR DAN PEREDAM MEKANIKAL

A.8.1 UMUM ................................................................................................................................ A - 44A.8.2 ISOLASIDASAR.................................................................................................................. A - 44 A.8.3 PEREDAM MEKANIKAL .................................................................................................... A - 45 A.8.4 PENERAPAN PADA JEMBATAN ...................................................................................... A - 45 A.8.5 PERSYARATAN MINIMUM UNTUK RENCANA JEMBATAN DENGAN PERLENGKAPAN

PENYERAPAN ENERGI MEKANIKAL (DISSIPATOR) ......................................................A - 46

PUSTAKADOKUMEN SUMBER UMUM ...............................................................................................................A-48PUSTAKA TERPILIH ............................................................................................................................ A-48

A - iv


A - v

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL

Table A.1 Tabel A.1

Liquefiable Sands Pasir Pbka Terhadap Liquefaction ...........................................................................A - 10

LIST OF FIGURES DAFTAR GAMBAR

Figure A.1 Gambar A.1

Depth to Fixity Kedalaman Jepit .......................................................................................................A -10


Ductility Daktilitas ................................................................................................................... A - 12


Link Slab Pelat Hubungan Sendi .............................................................................................A - 17


Lateral Restraints at Abutments Penahan Lateral pada Pangkal Jembatan ...............................................................A - 18


Overlap Distance Jarak Bebas .............................................................................................................A - 19

Figure A.6 Gambar A. 6

Stiff Wall Pressure Tekanan pada Tembok Kaku ...................................................................................A - 21


Forces on Abutment Walls Gaya-gaya Tembok Pangkal ...................................................................................A - 24


Typical Details of Binding Reinforcement Tipikal Detail Tulangan Pbngikat ..............................................................................A - 29


Shear in Columns Geser dalam Kolom-kolom ......................................................................................A - 34


Typical Expansion Joint Details Tipikal Detail Sambungan Dilatasi ............................................................................A - 38

Figure A.1 1 Gam bar A. 11

Overburden Correction CNKoreksi CN Terhadap Kedalaman ............................................................................A - 43


Effect of Flexible Mountings Pengaruh Dudukan Fleksibel ..................................................................................A - 45

APPENDIX A

DETAILED EARTHQUAKEDESIGN

A.1 INTRODUCTION

A.1.1 SCOPE

This Section gives detailed requirements for bridgessubject to earthquakes. These requirements are inaddition to the other Sections of the Code and shall beread in conjunction with them.

The requirements of this Section represent currentstandards of good practice. They are not mandatory, butshould be followed wherever possible to ensure that abridge has the best chance of survival in the event of amajor earthquake.

A.1.2 APPLICATION

This Section applies to road bridges in all parts ofIndonesia, except for special structures.

The design of special structures requires the use ofanalysis techniques that are beyond the scope of thisSection, although some general guidelines for dynamicanalysis are given. Such techniques should only beused under the guidance of a Design Engineer withextensive experience in seismic design of bridges.

Special structures are bridges which meet any of thefollowing four sets of conditions:

i. Special Structural Types:

cable supported bridges;

arch bridges;

bridges using special energy dissipators;

ii. Bridges with Extreme Geometry:

bridges with tall piers such that the mass of a pieris greater than 20 % of the mass of the portion ofthe superstructure that contributes to the inertiaload on the pier;

bridges where the stiffness of the piers differs bymore than the amount recommended in ArticleA.4.1;

bridges with spans greater than 200 m;

LAMPIRAN A

PERSYARATAN TAHAN GEMPA

A.1 PENDAHULUAN

A.1.1 RUANG LINGKUP

Bagian ini memberikan penjelasan persyaratanjembatan terhadap gempa. Persyaratan ini melengkapibagian-bagian lain dari Tata Cara dan harus dibacasecara berkaitan satu dengan lainnya.

Persyaratan dalam Bagian ini mewakili standarpelaksanaan yang baik dan berlaku. Syarat-syarattersebut tidak mutlak, tetapi sedapat mungkin harusdiikuti untuk menjamin bahwa suatu jembatanmempunyal kemungkinan terbaik untuk selamat dalamkejadian gempa besar.

A.1.2 PENGGUNAAN

Bagian ini digunakan untuk Jembatan Jalan Raya diseluruh wilayah Indonesia, kecuali untuk strukturkhusus.

Perencanaan struktur khusus menuntut penggunaantehnik analisa yang diluar lingkup bagian ini, walaupuntelah diberikan beberapa pedoman umum untukanalisa dinamik. Tehnik demikian hanya bolehdigunakan dibawah pengawasan Ahli TehnikPerencana yang cukup berpengalaman dalamperencanaan seismik jembatan.

Struktur khusus adalah jembatan yang memenuhisalah satu dari empat kelompok kondisi berikut:

i. Tipe Struktur khusus:

jembatan yang didukung oleh kabel

jembatan lengkung

jembatan yang menggunakan perlengkapankhusus untuk menyerap (dissipator) energi.

ii. Jembatan dengan geometrik khusus:

jembatan dengan pilar tinggi sedemikiansehingga massa pilar adalah lebih besar dari 20 % massa bagian bangunan atas yangmemberikan beban inersia pada pilar;

jembatan dengan kekakuan pilar-pilar yangberbeda dengan nilai yang dianjurkan dalampersyaratan Artikel A.4.1;

jembatan dengan bentang diatas 200 m

A - 1

highly skewed bridges;

bridges with large horizontal curvatures;

piers in deep water.

iii. Bridges in Difficult Locations:

sites across or near active faults;

sites on or near potentially unstable slopes;

liquefiable foundations;

very soft foundations.

iv. Very Important Bridges:

bridges with a high economic importance due tohigh construction cost or consequences of failure.

A.1.3 ORGANIZATION OF SECTION

This Section consists of guidelines andrecommendations only. Consequently, all necessaryexplanation is included in the text and there is nocorresponding section in the Commentary.

References are provided wherever possible. However,earthquake engineering is a very active research areaand the Design Engineer is advised to seek out the most up-to-date information available for the design ofcomplex bridges.

This Section is organized as follows:

Sub-section A.2 sets out the general designprocedures. Parameters used in seismic analysis ofbridges are defined and the procedures for computingthen are given. The principles of over strength designare explained. Guidelines are given for dynamicanalysis.

Sub-section A.3 sets out the general designrequirements for siesmic restraints and connectivity for abridge. Methods are given for computation of dynamicloads on retaining walls and abutments.

Sub-section A.4 sets out the detailed requirementsfor fully ductile monolithic bridges (Type A). This coversdesign of concrete and steel hinge regions and theoverstrength requirements for the members linkingplastic hinges.

Sub-section A.5 sets out the detailed requirementsfor fully ductile articulated bridges (Type B). Specific recommendations are given for the detailing

jembatan dengan kemiringan sudut yang besar;

jembatan dengan lengkung horisontal yangbesar;

pilar diperairan dalam.

iii. Jembatan pada lokasi rumit :

lapangan melintasi atau dekat retakan aktip;

lapangan pada atau dekat lereng yang potensialtidak stabil;

pondasi yang dapat mengalami liquefaction -kehilangan kekuatan tanah;

pondasi pada tanah sangat lunak.

iv. Jembatan sangat panting:

jembatan dengan kepentingan segi ekonomikarena biaya konstruksi sangat besar atauakibat keruntuhan yang fatal.

A.1.3 SUSUNAN BAGIANPENJELASAN

Bagian ini terdiri dari pedoman dan anjuranpersyaratan saja. Sehingga semua penjelasan yangdiperlukan telah dicakup didalam uraian dan tidakterdapat artikel yang berkaitan dalam penjelasan ini.

Pustaka telah diberikan sebanyak mungkin.Bagaimanapun, tehnik gempa adalah suatu bidang penelitian yang aktip dan dianjurkan agar Akhli TehnikPerencana berusaha mencari informasi terbaru yangtersedia untuk perencanaan jembatan dengan strukturrumit.

Susunan bagian ini adalah sebagai berikut:

Bab A.2 menetapkan langkah perencanaan secaraumum. Parameter yang digunakan dalam analisaseismik jembatan ditetapkan dan cara perhitungankemudian diberikan. Dasar-dasar perencanaan"kekuatan lebih" dijelaskan. Pedoman untuk analisadinamik diberikan.

Bab A.3 menetapkan persyaratan perencanaansecara umum untuk penahan gempa danhubungannya untuk suatu jembatan. Cara-caradiberikan untuk perhitungan beban dinamik pada tembok penahan dan pangkal jembatan.

Bab A.4 menetapkan persyaratan terperinci untukjembatan monolitik dengan daktilitas penuh (Tipe A). Ini mencakup perencanaan daerah sendi plastis padabeton dan baja, dan persyaratan "kekuatan lebih"untuk bagian-bagian penghubung sendi-sendi plastis.

Bab A.5 menetapkan persyaratan terperinci untukjembatan tipe bangunan atas dan bawah terpisah (TipeB) dengan daktilitas penuh. Persyaratan

A - 2

of linkages between the bridge elements and forprovision of structural integrity across joints.

Sub-section A.6 sets out the detailed requirementsfor non-ductile bridges (Type C).

Subsection A.7 sets out guidelines for assessing theliquefaction potential of loose sandy soils. Two methodsare given, both based on empirical studies.

Sub-section A.8 provides information on mechanicaldevices that can modify the siesmic response of abridge. This Sub-section is informative only and is notsufficient by itself for the selection and design of suchdevices.

A.1.4 GLOSSARY

Design Bending Strength is the Nominal BendingStrength of a member factored by the appropriateStrength Reduction Factor from Section 6 or 7.

Ductility is the ratio of the maximum plasticdisplacement of a member (or structure) to thedisplacement at first yield. Ductility is usually restrictedby the requirement that it remain constant over severalcycles of loading.

Ductility demand is the ductility needed by a structureto resist the design earthquake loading combination.

Nominal Bending Strength is the ultimate nominalbending strength of a member computed in accordancewith Section 6 or 7.

Overstrength is the Nominal Bending Strength factoredby the Overstrength Factor.

Overstrength Factor is the ratio of the probablemaximum bending strength of a member to its NominalBending Strength.

A.1.5 SYMBOLS

Ag gross cross-section area of a reinforced concretecolumn (m2), see clause A.4.2.3

Ac area of the core of a spirally reinforced concretecolumn (m2), see clause A.4.2.3

As gross cross section area of a steel section (mm'),see clause A.4.3.3

Ash total area of confining reinforcement (mm'), seeclause A.4.2.3

khusus diberikan untuk detail hubungan antaraelemen-elemen jembatan dan untuk mengadakankesatuan struktural pada hubungan/sambungan.

Bab A.6 menetapkan persyaratan terperinci untukjembatan tidak daktail (Tipe C).

Bab A.7 menetapkan pedoman untuk pendekatanpotensial liquefaction, pada tanah pasir lepas.Diberikan dua cara, keduanya berdasarkan penelitianempirik.

Bab A.8 memberikan keterangan untuk perlengkapanmekanikal yang dapat mememperbaiki responsseismik jembatan. Bab ini hanya bersifat informatif dantidak mencukupi dalam pemilihan dan perencanaanperlengkapan tersebut.

A.1.4 ISTILAH

Kekuatan Lentur Rencana adalah kekuatan lenturnominal dari suatu komponen yang diberi factor sesuaiFaktor Reduksi kekuatan dari Bagian 6 atau 7.

Daktilitas adalah perbandingan antara simpanganplastis maksimum dari suatu komponen (atau struktur)dengan simpangan pada pelelehan pertama. Daktilitasumumnya dibatasi oleh persyaratan bahwa dapatbertahan pada beberapa pembebanan berulang.

Persyaratan Daktilitas adalah daktilitas yangdiperlukan oleh suatu struktur untuk menahankombinasi pembebanan Gempa Rencana.

Kekuatan Lentur Nominal adalah kekuatan lenturnominal ultimate-putus dari suatu komponen yangdiperhitungkan sesuai Bagian 6 atau 7.

Kekuatan lebih adalah Kekuatan Lentur Nominal yangdiberi faktor sesuai faktor kekuatan lebih(overstrength).

Faktor Kekuatan Lebih adalah perbandingan antarakekuatan lentur maksimum mungkin dari suatukomponen dengan kekuatan lentur nominalnya.

A.1.5 NOTASI

Ag luas penampang bruto dari kolom beton bertulang(m2), lihat pasal A.4.2.3.

Ac luas inti dari kolom beton bertulang spiral (m2),lihat pasal A.4.2.3.

As luas penampang bruto dari penampang baja(mm'), lihat pasal A.4.3.3.

Ash jumlah luas tulangan pengikat (mm2), lihat pasalA.4.2.3.

A - 3

Aw area of the web of a steel section (mm2), seeclause A.4.3.3

CN factor for normalising standard penetrationresistance defined in clause A.7.2.1

Cu undrained cohesion of a soil (kPa)

D50 grain size corresponding to 50 % fraction by weightof a soil (mm), see clause A.7.2.2

d diameter of a reinforcing bar (mm)

df depth to fixity (m) defined in Article A.2.4

do minimum overlap between the end of a girder andthe edge of a support (m) defined in clause A.3.1.3

ds depth to sand layer (m), see clauses A.7.2.1 andA.7.2.2

dw depth to water table (m), see clause A.7.2.1

E modulus of elasticity (MPa)

FL liquefaction resistance factor defined in clauseA.7.2.2

fa fraction of the design earthquake accelerationdefined in clause A.3.3.5

f’c characteristic concrete cylinder strength at 28 days(MPa)

fy characteristic steel yield strength (MPa)

fyh yield strength of binding reinforcement (MPa), seeclause A.4.2.3

g acceleration due to gravity = 9.80 mV

H height of retaining wall or abutment (m)

hc dimension of concrete core to outside ofrectangular hoop reinforcement (mm), see clauseA.4.2.3

I second moment of area of a section (elastic)

Kh coefficient of horizontal seismic loading (ref.Section 2)

KR strength reduction factor (ref. Sections 6 and 7)

K° overstrength factor defined in clause A.2.5.3

K coefficient of active earth pressure"a

Aw luas badan dari penampang baja (mm'), lihatpasal A.4.3.3.

CN faktor untuk normalisasi ketahanan penetrasistandar ditentukan dalam pasal A.7.2.1.

Cu kohesi undrained tanah (kPa)

D50 ukuran butir sehubungan fraksi 50 % berat tanah(mm), lihat pasal A.7.2.2.

d diameter batang tulangan (mm)

df kedalaman jepit (m) ditentukan dalam artikelA.2.4.

do sambungan lebih (overlap) minimal antara ujunggelagar dan tepi perletakan (m) ditentukan dalampasal A.3.1.3.

ds kedalaman lapis pasir (m), lihat pasal A.7.2.1 danA.7.2.2.

dw kedalaman muka air (m), lihat pasal A.7.2.1. E

E Modulus Elastisitas

FL Faktor ketahanan kekuatan pasir (liquefaction)ditentukan dalam pasal A.7.2.2.

fa fraksi percepatan gempa rencana ditentukandalam pasal A.3.3.5.

f’c kekuatan karakteristik beton silinder pada 28 hari(MPa)

fy kekuatan karakteristik leleh baja (MPa)

fyh kekuatan leleh dari tulangan pengikat (MPa), lihatpasal A.4.2.3.

g percepatan gravitasi = 9.80 m/detik

H tinggi tembok penahan atau pangkal jembatan(m)

hc dimensi inti beton terhadap tepi luar dari tulangansengkang persegi (mm), lihat pasal A.4.2.3

I Momen kedua dari luas penampang (elastis)

Kh Koefisien pembebanan seismik horisontal (lihatBagian 2)

KR faktor Reduksi Kekuatan (lihat Bagian 6 atau 7)

K° faktor kekuatan lebih (overstrength) ditentukandalam pasal A.2.5.3.

K Koefisien tekanan tanah aktip"a

A - 4

K "aG coefficient of dynamic active earth pressure

defined in clause A.3.3.4

L length of a column (m)

M nominal bending strength of a member (kN m)

MM modified Mercalli earthquake intensity, see clauseA.7.2.1

M” design bending strength of a member (kN m), seeclause A.2.5.2

M° overstrength bending strength of a member (kN m) defined in clause A.2.5.3

N standard penetration resistance (number of blowsper 300 mm)

N1 normalised standard penetration resistance, seeclause A.7.2.1

NM function of earthquake shaking intensity defined inclause A.7.2.1

NC limit of standard penetration resistencecorresponding to onset of liquefaction defined inclause A.7.2.1

P axial load in a column at the overstrength condition(kN), see clause A.4.3.3

oa

RD a factor defined in clause A.7.2.2

RL resistance of soil elements to dynamic loadingdefined in clause A.7.2.2

r radius of gyration of a column section (m)

r cyclic shear stress ratio defined in clause A.7.2.2c

r stress reduction factor defined in clause A.7.2.2d

S span length (m)

s h centre to centre spacing of hoop and tie sets (mm), see clause A.4.2.3

T period of the fundamental frequency of vibration ofthe structure in bending (sec)

T horizontal earthquake force on an abutment due toits own inertia (kN), see clause A.3.4.1

"l

T horizontal earthquake force on an abutment due tothe inertia of the superstructure (kN), see clauseA.3.4.1

"L

V shear strength of a column NN) defined in clauseA.4.4.3

col

K " G Koefisien tekanan tanah aktip dinamik ditentukandalam pasal A.3.3.4

a

L panjang kolom (m)

M kekuatan lentur nominal dari suatu komponen(kNm)

MM Intensitas gempa Modified Mercalli, lihat pasalA.7.2.1

M” kekuatan lentur Rencana dari suatu komponen(KNm), lihat pasal A.2.5.2.

M° kekuatan lentur lebih dari suatu komponen (kNm),ditentukan dalam pasal A.2.5.3

N ketahanan penetrasi standar - SPT (jumlahpukulan tiap 300 mm)

N1 ketahanan penetrasi standar yang dinormalisasi,lihat pasal A.7.2.1

NM fungsi intensitas goncangan gempa ditentukandalam pasal A.7.2.1.

NC batas ketahanan penetrasi standar sehubunganterjadinya kehilangan kekuatan pasir(liquefaction) ditentukan dalam pasal A.7.2.1

P beban aksial dalam kolom pada keadaankekuatan lebih (kN), lihat pasal A.4.3.3

oa

RD faktor yang ditentukan dalam pasal A.7.2.1

RL ketahanan elemen tanah terhadappembebanandinamik ditentukan dalam pasalA.7.2.2

r jari-jari girasi dari penampang kolom (m)

r perbandingan tegangan geser berulangditentukan dalam pasal A.7.2.2

c

r faktor Reduksi tegangan ditentukan dalam pasalA.7.2.2

d

S panjang bentang (m)

s jarak pusat ke pusat dari susunan tulanganmelingkar dan pengikat, (mm), lihat pasal A.4.2.3

h

T periode-waktu getar dari frekuensi fundamentalalami struktur dalam lentur (detik).

T gaya gempa horisontal pada pangkal jembatanakibat inersia sendiri (kN), lihat pasal A.3.4.1

"l

T gaya gempa horisontal pada pangkal jembatanakibat inersia bangunan atas (kN), lihat pasalA.3.4.1

"L

V kekuatan geser dari kolom (kN) ditentukan dalampasal A.4.4.3

col

A - 5

V shear induced by overstrength plastic hinging(kN), see clause A.4.3.3

ow

w unit weight of soil (Mn) a slope of backfills

back slope of a wall

black slope of wall

h maximum estimated seismic deflection of thecentre of mass of a structure (mm), see clausesA.2.10.2 and A.3.3.5

E deflection of a member or structure at limit of elastic response (first yield) (mm), see ArticleA.2.6

P available plastic deflection of a member or structure beyond the elastic limit (mm), see Article A.2.6

Pg design dynamic earth pressure (kPa) defined in clause A.3.3.4

P "g Gincremental coefficient of dynamic earth

pressure (kPa) defined in clause A.3.3.4

’ design angle of soil/wall friction

earthquake coefficient used for dynamic earthpressure defined in clause A.3.3.4

o total overburden pressure on a sand layer(kPa), see clause A.7.2.2

'o effective overburden pressure on a sand layer

(kPa), See clause A.7.2.2

cyclic shear stress (kPa)

" design angle of soil friction

member or overall structure ductility defined inArticle A.2.6

V geser yang timbul oleh kekuatan lebih darisendi plastis (kN), lihat pasal A.4.3.3

ow

w satuan berat isi tanah (kN/m3)s

sudut kemiringan tanah urug

sudut kemiringan bagian belakang tembok

h perkiraan lendutan seismik maksimum daripusat massa suatu struktur (mm), lihat pasalA.2.10.2 dan A.3.3.5

l E lendutan suatu komponen atau struktur pada batas respons elastis (pelelehan pertama)(mm), lihat artikel A.2.6

P lendutan plastis yang tersedia pada suatukomponen atau struktur dibawah batas elastis (mm), lihat artikel A.2.6

Pg tekanan tanah dinamik Rencana (kPa)ditentukan dalam pasal A.3.3.4

P "g Gkoefisien tambahan pada tekanan tanah

dinamik (kPa) ditentukan pasal A.3.3.4

’ sudut geser Rencana dari tanah/tembok

koefisien gempa yang digunakan untuk tekanantanah dinamik ditentukan dalam pasal A.3.3.4

o jumlah tekanan diatas suatu lapis pasir (kPa), lihat pasal A.7.2.2

'o jumlah tekanan efektip diatas suatu lapis pasir

(kPa, lihat pasePA.7.2.2)

tegangan geser berulang (kPa)

" sudut geser tanah rencana

daktilitas komponen atau keseluruhan struktur ditentukan dalam Artikel A.2.6.

A - 6

A.2 DESIGN PROCEDURE

A.2.1 GENERAL

Earthquake design id a compromise between the needfor bridged to survive earthquakes and the high cost ofproviding the required strength. The design levelschosen for earthquake loads in this Code are such acompromise. These loads represent an earthquakelevel which id likely to be exceeded a few timed duringthe life of a bridge, do that the probability of damage tothe bridge id significant. However, if the bridge id detailed carefully the damage will be limited in extentand repairs will be relatively easy and inexpensive.

The design procedures specified in this Sub-sectionendure that earthquake damage will be limited topredetermined locations. It id important to understandthat these procedures involve the computation of amember's maximum likely strength ad well ad its minimum likely strength. When a plastic hinge forms in a member, the sections of the member remote fromthe hinging zone must be strong enough to withstandthe forced generated if the plastic bending moment idbigger than expected. Otherwise, during anearthquake larger than the design earthquake, themember may fail catastrophically in shear instead offorming predictable hinged. (Reference C)

A.2.2 ASSUMPTIONS

i. It id assumed that the behaviour of the structure under the design earthquake loadingcombinations can be approximated by an elasticanalysis. The elastic stiffness of structuralconcrete members should, therefore, be based on the cracked section moment of inertiacomputed ad follows (Reference C):

for members intended to form plastic hinged, use the El value corresponding to firstyield of the reinforcement;

for members intended to remain elastic,use the average of the uncracked section Eland the value calculated in the previousparagraph for first yield.

ii. The ductility demand for the overall structureunder the design earthquake loadingcombinations does not exceed six;

iii. The subsurface conditions at the site areadequately taken into account in the selectionof the earthquake response coefficient inSection 2.

A.2 CARA PERENCANAAN

A.2.1 UMUM

Perencanaan tahan gempa adalah suatu kesepakatanantara keperluan agar jembatan selamat pada gempadan biaya tinggi untuk mengadakan kekuatan yangdisyaratkan. Tingkat perencanaan yang dipilih untukbeban gempa dalam Tata Cara ini mencerminkankesepakatan tersebut. Beban-beban ini mewakili suatutingkat gempa yang akan dapat dilampaui beberapakali selama umur jembatan, sehingga kemungkinankerusakan jembatan menjadi penting. Bagaimanapun,bila jembatan dilaksanakan dengan detail cukup baik,luas kerusakan akan dapat dibatasi dan perbaikanakan menjadi relatip mudah dan murah.

Tahap cara perencanaan yang dispesifikasi dalam Babini, menjamin bahwa kerusakan akibat gempa akandibatasi pada lokasi-lokasi tertentu. Penting untukdiadakan pengertian bahwa tahap-tahap tersebutmencakup perhitungan kekuatan maksimum komponendan juga kekuatan minimumnya yang diharapkan.Bila terjadi pembentukan sendi plastis dalam suatukomponen, bagian komponen yang berada diluardaerah sendi plastis harus cukup kuat untuk menahangaya-gaya yang dihasilkan bila momen lentur pladtidadalah lebih bedar dari yang diharapkan. Bila tidak,maka pada suatu gempa lebih besar dari gemparencana, komponen tersebut dapat runtuh fatal akibatgeser karena tidak terbentuknya sendi-sendi yangdiharapkann (Pustaka C).

A.2.2 ANGGAPAN ANGGAPAN

i. Dianggap bahwa perilaku struktur padakombinasi pembebanan gempa rencana dapatdiperkirakan berdasarkan analisa elastis.Kekakuan elastis dari komponen betonstruktural, dengan demikian harusd berdasarkanmomen inersia penampang retak yangdiperhitungkan sebagai berikut (Pustaka C).

untuk komponen yang akan membentuksendi plastis, gunakan nilai El seduai denganpelelehan pertama dari tulangan.

untuk komponen yang akan tetap elastis, gunakan rata-rata dari nilai El untukpenampang utuh dan nilai perhitungan dalambutir sebelumnya untuk pelelehan pertama.

ii. Persyaratan daktilitas untuk seluruh strukturpada kombinasi pembebanan gempa rencana,tidak melebihi nilai enam.

iii. Kondisi tanah di lapangan telah cukupdiperhitungkan dengan pemilihan koefisienrespons gempa dari Bagian 2.

A - 7

2.3 PROCEDURE

For ductile and partially ductile structures, in which aplastic hinging mechanism is likely to develop, the designprocedure should comprise two stages (based onreference C):

i. Design plastic hinge sections to have the minimumrequired flexural strengths:

(a) decide structural form and choose desiredlocations of plastic hinges to allow a plasticmechanism to develop;

(b) carry out an elastic analysis under thevarious earthquake loading combinationsspecified in Section 2;

(c) determine the minimum bending strengthsrequired for plastic hinges. Design these sectionsto have sufficient Design Bending Strength.

ii. Design all sections other than the plastic hingesfor shear and bending. Design plastic hinges forshear:

(a) compute overstrength bending strength ofthe plastic hinges designed in accordance with (I)above;

(b) analyze structure assuming that all plastic hinges have developed their overstrength bendingstrengths;

(c) determine shear and bending strengths required for all sections other than the plastic hinges, and design sections accordingly;

(d) design plastic hinges for shear.

In partially ductile structures, the hinging zones shouldbe designed as for fully ductile structures. In addition,those earthquake-resisting elements that are designed toremain ductile should be designed for the forcesproduced by a total deformation equal to the appropriatehorizontal limit displacement given in Article A.2.10.

Some structures use methods other than plastic hingesfor absorbing the energy generated by earthquakemotions. For these structures, the design procedureshould be as follows:

(a) determine the forces generated by the. energyabsorbing dampers using the earthquake loadingcombinations specified in Section 2;

(b) design the connections to these dampers, andassociated members, to have a strength

A.2.3 TAHAPAN

Untuk struktur daktail dan daktail parsial, padamanamekanisme sendi plastis dapat berkembang, caraperencanaan harus terdiri dari 2 tahap (berdasarkanPustaka C):

i. Rencana penampang sendi plastis sehinggamempunyai kekuatan lentur minimum yangdiperlukan:

(a) tentukan bentuk struktur dan pilih lokasi sendi plastis yang diinginkan untukmengijinkan perkembangan mekanismeplastis.

(b) laksanakan suatu analisa elastis padaberbagai kombinasi pembebanan gempayang dispesifikasi dalam Bagian 2.

(c) tentukan kekuatan lentur minimum yangdiperlukan untuk sendi plastis. Rencanakanpenampang tersebut untuk mempunyaikekuatan lentur rencana yang cukup.

ii. Rencanakan semua penampang selain sendi plastis terhadap geser dan lentur. Rencanakansendi plastis terhadap geser:

(a) hitung kekuatan lentur lebih dari sendiplastis yang - direncanakan sesuai butir (I) diatas.

(b) analisa struktur dengan anggapan bahwasemua sendi plastis telah mengembangkankekuatan lentur lebih.

(c) tentukan kekuatan geser dan lentur yangdiperlukan untuk semua penampang selain sendiplastis, dan rencanakan penampangpenampangtersebut.

(d) rencanakan sendi plastis terhadap geser.

Pada struktur daktail parsial, daerah sendi harusdirencanakan sebagai struktur daktail penuh. Sebagaitambahan, komponen penahan gempa tersebut yangdirencanakan tetap daktail, harus direncanakanterhadap gaya-gaya yang dihasilkan oleh deformasi totalyang sama dengan batas simpangan horizontal sesuaiArtikel A.2.10.

Berbagai struktur menggunakan cara-cara selain sendiplastis untuk menyerap energy yang dihasilkan olehgerakan gempa. Untuk struktur tersebut, caraperencanaan harus sebagai berikut:

(a) tentukan gaya-gaya yang dihasilkan olehperlengkapan peredam energi dengan menggunakankombinasi pembebanan gempa yang dispesifikasidalam Bagian 2.

(b) rencanakan hubungan-hubungandengan peredamtersebut, dan komponen yang

A - 8

greater than the generated forces. It isrecommended that the overstrength factors givenin clause A.2.5.3 be used unless the DesignEngineer determines otherwise.

For non-ductile structures, no increase in force isnecessary beyond the initial elastic analysis.

A.2.4 DEPTH TO FIXITY(References A and D)

The depth to fixity, df,, is defined as the depth,below the ground surface, to the level at which thestructure is unable to move independently from the soil. It is not necessary to apply seismic forces to thestructure or foundation material below this depth.Some typical examples of df are shown in Figure A.1

Weak soils near the surface shall not contribute tothe earthquake resistance of the foundations. Thedepth to fixity shall be measured to the lowerboundary of these soils defined as follows:

i. Sandy soils vulnerable to liquefaction:

- values of df are given in Table A.1. Wherethe liquefaction resistance factor of the sand is determined in accordance with clause A.7.2.2,its computed design strength shall be furtherreduced, as given in Table A.1. (Reference D)

ii. Extremely soft cohesive soils: (df)max = 3 m

- these comprise clays or silts with an unconfinedcompressive strength less than 20 kPa(undrained cohesion, cu less than 10 kPa).

Although the strength of these soils is disregarded inearthquake calculations, their surcharge effects shallbe taken into account when computing the loads on the foundations.

A.2.5 MEMBER STRENGTH

A.2.5.1 Nominal Strength

The member Nominal Ultimate Strength in bending,M, shall be computed using the relevant Limit Stateprovisions of Sections 6 and 7.

bersangkutan, sehingga mempunyai kekuatanmelebihi gaya-gaya yang dihasilkan.Dianjurkan agar faktor kekuatan lebih yangdiberikan dalam pasal A.2.5.3. digunakan,kecuali ada ketentuan lain dari Akhli TehnikPerencana.

Untuk struktur tidak daktail, tidak diperlukanpeningkatan gaya dalam analisa elastis permulaan.

A.2.4 KEDALAMAN JEPIT (Pustaka A dan D)

Kedalaman jepit, df ditentukan sebagai kedalamandibawah permukaan tanah, sampai kedalamanpadamana struktur tidak dapat bergerak bebasterhadap tanah. Tidak perlu untuk mengadakan gayaseismik pada struktur atau bahan pondasi dibawahkedalaman tersebut. Berbagai contoh tipikal untk dfdiberikan dalam Gambar A.1.

Tanah lunak dekat permukaan tidak diperhitungkandalam ketahanan gempa pada pondasi. Kedalamanjepit harus diukur sampai batas lebih bawah daritanah tersebut, ditentukan sebagai berikut:

i. tanah kepasiran yang peka terhadapliquefaction:

- nilai d, diberikan dalam Tabel A.1. Bila faktorketahanan liquefaction dari pasir telahditentukan sesuai pasal A.7.2.2., kekuatanrencana yang dihitung harus direduksi lagi sepertidalam Tabel A.1. (Pustaka D).

ii. tanah kohesif sangat lunak: (df)max = 3 m

- ini terdiri dari lempung atau silt dengankekuatan tekan *unconfined" lebih kecil dari 20kPa (kohesi undrained, cu lebih kecil dari 1 OkPa).

Walaupun kekuatan tanah tersebut diabaikan dalamperhitungan tahan gempa, pengaruh berat tanahtersebut harus diperhitungkan bila menghitungbeban-beban pada pondasi.

A.2.5 KEKUATAN KOMPONEN

A.2.5.1 Kekuatan Nominal

Kekuatan nominal ultimate - putus komponen dalamlentur, M, harus dihitung dengan menggunakanketentuan keadaan batas yang relevan dari Bagian 6dan 7.

A - 9

tes:ickness is measured from the ground surface, even if sand is overlain

t

.2.5.2 Design Strength

tatan:l diukur terhadap permukaan tanah. biarpun pasir dilapisi oleh

.2.5.2 Kekuatan Rencana

n j ya-gaya gempa harus

No(1) Th

by a thin layer of other material. (2) The dynamic reduction factor is applied to the design strength of the sand

computed in accordance with Section 4. This factor is intended to be anadditional Strength Reduction Factor to account for the loss in strengthliquefaction) under dynamic loads.

Figure A. 1 Depth to FixityGambar A.1 Kedalaman Jepi

A

The resistance of the bridge to earthquake forces shallbe determined using the Design Ultimate BendingStrengths of the members, M', given by:

Ca(1) teba

suatu lapis tipis dari bahan lain.(2) faktor reduksi dinamik digunakan pada kekustan rencana pasir yang

dihitung sesuai dengan Bagian 4. Faktor ini diharapkan sebagai suatu reduksi kekustan lebih yang memperhitungkan kehilangan kekustan(liquefaction) pada beban dinamik.

A

etahana embatan terhadap gaKditentukan dengan menggunakan kekuatan lenturultimate - runtuh rencana dari komponenkomponen,M', diberikan oleh:

A - 10

here :

M’ = design bending strength of the member;

KR = he appropr iate Strength Reduction Factorgiven in Section 6 or 7;

M = the nominal bending strength of the member.

A.2.5.3 Overstrength

The probable maximum value of the bending strength at a plastic hinge in a member is given by:

were:

M° = the bending overstrength of the member;

K° = the Overstrength Factor= 1.25 for steel and structural concrete members

(References B, C, 7).

A.2.6 STRUCTURE DUCTILITY(References B, C and E)

The ductility, , of a member or a structure is a measure of its ability to continue absorbing energy ofdeformation after it has reached its elastic limit, and iscomputed as follows:

where:

E = displacement of the member or structure at thelimit of its elastic range, ie. at first yield;

p = additional plastic displacement of the memberor structure after reaching its elastic limit.

This is shown diagrammatically in Figure A.2

Properly detailed reinforced concrete members and steelmembers comprising compact sections, normally havea ductility, p, of at least 8. The ductility of prestressedconcrete members is still under investigation, but itcan be assumed that partially prestressed memberswith fully bonded tendons will also have a ductility of8. The use of full prestressing and unbonded tendons inmembers likely to form plastic hinges is notrecommended

M’ = KR M (A.1)

dengan:

M' = kekuatan lentur rencana dari komponen

KR = faktor reduksi kekuatan yang sesuai,diberikan dalam Bagian 6 dan 7

M = kekuatan lentur nominal dari komponen

A.2.5.3 Kekuatan Lebih

Nilai maksimum mungkin dari kekuatan lentur pada sendiplastis dalam suatu komponen diberikan oleh:

M’ = Ko M (A.2)

dengan:

M° = kekuatan lentur dar i komponen;

K° = faktor kekuatan lebih= 1.25 untuk baja dan komponen struktural

beton (Pustaka B,C,7).

A.2.6 DAKTILITAS STRUKTUR(Pustaka B,C, dan E)

Daktilitas, , dari suatu komponen atau struktur adalah ukuran kemampuan untuk melanjutkanpenyerapan energi akibat deformasi setelah mencapaibatas elastis, dan dihitung sebagai berikut:

E + p (A.3) = E

dengan:

E = simpangan komponen atau struktur pada batasdaerah elastis, yaitu pada pelelehan pertama

p = simpangan plastis tambahan dari komponenatau struktur setelah mencapai batas elastis

Hal ini dijelaskan dalam diagram Gambar A.2.

Komponen beton bertulang dengan detail tepat dan komponen baja yang terdiri dari penampang kompak,umumnya mempunyai suatu daktilitas, p, sebesar palingsedikit 8. Daktilitas dari komponen beton pratekansedang dalam penelitian, tetapi dapat dianggap bahwakomponen pratekan parsial dengan tendon terikat bondedpenuh akan juga mempunyai daktilitas sebesar 8. Penggunaan pratekan penuh dan tendon tidak terikat -unbonded dalam

A - 11

(Reference C)

The overall ductility, , of a structure should belimited to six to allow for uncertainties in the structural relationship and to avoid damage underfrequent minor earthquakes.

For the purpose of design, structures are classified asfully ductile, partially ductile or non-ductile:

Fully ductile structures are those which can form aplastic mechanism to absorb the energy generated byearthquake motions. They can continue to deform afterdevelopment of this mechanism without significantincrease in applied horizontal force. To be effective,this relationship must be reversible and must besustained over several loading cycles. Type A bridges(see Section 1) are fully ductile structures.

Partially ductile structures also form plastic hinges, but they contain elements (rubber bearings, pierswithout hinges, etc) which remain elastic. In thesestructures, the applied horizontal load continues toincrease with increasing deformation. Type B bridges(see Section 1) are, in general, partially ductilestructures.

Non-ductile structures do not yield during earthquakemotions but remain elastic up to failure. Type C bridges(see Section 1) are non-ductile structures.

komponen yang dapat membentuk sendi-sendi plastis,tidak dianjurkan (Pustaka C).

Daktilitas keseluruhan, , dari suatu struktur harusdibatasi sampai enam untuk mengijinkan ketidakpastian dalam hubungan struktural dan untukmencegah kerusakan pada gempa kecil yang seringterjadi.

Untuk maksud perencanaan, struktur diklasifikasisebagai daktail penuh, daktail parsial atau tidakdaktail:

Struktur daktail penuh adalah yang dapatmembentuk mekanisme plastis untuk menyerapenergi yang dihasilkan gerakan gempa. Strukturtersebut dapat terus mengalami deformasi setelahmekanisme tersebut berkembang, tanpa peningkatanberarti dalam gaya horisontal yang bekerja. Untukefektivitas, deformasi tersebut harus dapat kembali kekondisi asli dan harus dapat bertahan padabeberapa pembebanan ulang. Jembatan Tipe A (lihatBagian 1) adalah struktur daktail penuh.

Struktur daktail parsial juga membentuk sendi-sendiplastis, tetapi mengandung elemen (perletakan karet,pilar tanpa sendi, dan lain-lain) yang tetap elastis.Pada struktur ini, beban horisontal yang bekerja akanterus meningkat dengan bertambahnya deformasi.Jembatan tipe B (lihat Bagian 1) adalah umumnyastruktur daktail parsial.

Struktur tidak daktail, tidak mengalami leleh selama gerakan gempa tetapi tetap elastis sampai terjadikeruntuhan. Jembatan tipe C (lihat Bagian 1) adalahstruktur tidak daktail.

A - 12

A.2.7 VERTICAL SEISMIC MOTIONS

Apart from the special provisions for design of bearingsand cantilevers given in Section 2, it is normally onlynecessary to consider the effects of vertical earthquakemotions for prestressed concrete superstructures. Inprestressed concrete the main purpose of theprestressing is to balance the gravity loads. If these loadsare reduced during an earthquake unforeseen damagemay occur to the structure.

In this case it is recommended that the structure beinvestigated for an upwards acceleration of 0.1 g, aneffective reduction of gravity loads by 10 %(Reference C, 7).

A.2.8 DIRECTION OF LOADING

It is normally sufficient to consider earthquake effectsin the two principle directions of the bridge, longitudinally and transversely, and to assume that theearthquake forces only act in one direction at a time.However, structural design must be based on theoccurrence of the worst possible effect and otherpossibilities should also be considered. The followingexamples from Reference C illustrate this point:

i. A group of four foundation cylinders arranged ina square pattern is most sensitive to horizontalloading along a diagonal rather than a major axis;

ii. A shear key between the superstructure and a pieris designed to resist transverse forces whileallowing longitudinal sliding. The friction on thesliding surface, generated by transverse earthquake loading, may cause a large eccentric force thatloads the pier in torsion.

A.2.9 DYNAMIC ANALYSIS(References C and D)

A.2.9.1 General

Although techniques are now available for computing forany bridge structure and foundation soil model, thecomputation of an accurate solution depends on theaccuracy of the basic input parameters. At the presenttime it appears that, for given design effort, greaterbenefits can be achieved by devoting attention torefinements in both structural form and detailing of themembers resisting the earthquake forces than byattempting to refine the analysis. It is thereforerecommended that dynamic analysis should not be usedfor the majority of bridges where the dynamicbehaviour can be satisfactorily predicted by simpleanalysis

A.2.7 GERAKAN SEISMIK VERTIKAL

Terpisah dari persyaratan khusus untuk perencanaanperletakan dan Kantilever dalam Bagian 2, umumnyahanya perlu dipertimbangkan pengaruh gerakan gempavertikal pada bangunan atas beton pratekan. Dalambeton pratekan, maksud utama dari pratekan adalahuntuk mengimbangi beban-beban gravitasi. Bila beban-beban tersebut berkurang selama gempa, maka dapatterjadi kerusakan tak terduga dalam struktur.

Dalam hal ini dianjurkan bahwa struktur diperiksaterhadap suatu percepatan keatas sebesar 0.1 g ,suatu pengurangan efektip terhadap beban-bebangravitasi sebesar 10% (Pustaka C, 7).

A.2.8 ARAH PEMBEBANAN

Umumnya cukup untuk mempertimbangkan pengaruhgempa dalam dua arah utama dari jembatan, longitudinaldan transversal, dan untuk menganggap bahwa gaya-gaya gempa hanya bekerja dalam 1 arah setiap kali.Bagaimanapun, perencanaan struktural harusberdasarkan kejadian pengaruh paling buruk dankemungkinan lain harus dipertimbangkan juga. Contoh-contoh berikut dari Pustaka C menggambarkan hal ini:

i. Kelompok dari empat silinder pondasi yangdirancang dalam suatu pola persegi penuh,adalah paling peka terhadap pembebananhorisontal dalam arah diagonal daripada arah sumbu utama.

ii. Suatu gigi penahan geser antara bangunan atasdan pilar direncanakan untuk menahan gaya-gayatransversal sambil mengijinkan pergeseranlongitudinal. Gesekan pada permukaan geseryang dihasilkan oleh pembebanan gempatransversal, dapat mengakibatkan gaya eksentrisyang besar, yang membebani pilar dalam puntir.

A.2.9 ANALISA DINAMIK(Pustaka C dan D)

A.2.9.1 Umum

Walaupun sekarang tersedia teknik untuk menghitungtiap struktur jembatan dan model tanah pondasi,perhitungan dengan hasil tepat tergantung padaketepatan masukan parameter dasar. Pada waktu inimenampil bahwa, untuk suatu usaha perencanaan, lebihbanyak keuntungan dapat dicapai denganmencurahkan perhatian pada penyempurnaanbentuk struktural dan detail komponen yang menahangaya-gaya gempa, dibanding usaha untukpenyempurnaan analisa. Dengan demikian dianjurkanagar analisa dinamik sebaiknya tidak digunakan untuk sebagian besar jembatan, untuk mana perilaku dinamikdapat

A - 13

(Preference C).

Article A.2.9 gives recommendations for dynamicanalysis of bridges classed as special structures inaccordance with Article A.1.2. It is emphasised thatdynamic analysis is a specialised technique thatrequires expertise to carry out and experience to interpret. It should only be done under the guidance ofan appropriately qualified Design Engineer.

A.2.9.2 Methods of Analysis

A.2.9.2.1 Elastic Behaviour

If the lateral load resisting elements remain generallyelastic under the design earthquake loads then theelastic modal spectral analysis should be used.Modal responses should be computed using thedesign elastic response spectrum given in Section 2(values of Kh). The total maximum responses shouldbe computed using the square root of the sum of the squares method (Reference 3).

A.2.9.2.2 Moderate Inelastic Behaviour

If the overall structural displacement ductilityfactor, p, is less than 2.0 under the design earthquake,the elastic response spectrum method given in sub-clause A.2.9.2.1 should be used by adoptingequivalent overall stiffnesses and viscous dampingvalues.

A.2.9.2.3 Inelastic Behaviour

If the overall structural displacement ductilityfactor, , exceeds 2, the inelastic time historymethod, in which the response is computed usingnumerical integration, should be used.

A.2.9.3 Loading Directions

Dynamic analyses should be undertaken for the twoprinciple horizontal directions. An analysis in thevertical direction should also be carried out on bridges that have prestressed superstructures likely tobe damaged by upward forces. Loadings in differentdirections should not be combined.

A.2.9.4 Input Ground Motions

The input ground motion records used for time-history analyses should:

i. contain at least 15 seconds, or five times the fundamental period of the structure, of strong

diprediksi dengan baik melalui analisa sederhana(Pustaka C).

Artikel A.2.9 memberi persyaratan analisa dinamikjembatan yang diklasifikasi sebagai struktur khusus sesuai dengan Artikel A.1.2. Perlu ditekankan bahwaanalisa dinamik adalah suatu teknik keakhlian yangmenuntut pengetahuan mendalam untukmelaksanakan dan pengalaman untuk mengerti. Halini hanya dapat dilakukan dengan petunjuk AkhliTehnik Perencana yang cukup berpengalaman.

A.2.9.2 Cara Analisa

A.2.9.2.1 Perilaku Elastis

Bila elemen yang menahan beban lateral umumnyatetap elastis pada beban gempa rencana, makaharus digunakan analisa elastis modal spektral.Respons modal harus dihitung dengan menggunakanrespons spektra elastis yang diberikan dalam Bagian 2(nilai Kh). Jumlah respons maksimum harus dihitungdengan menggunakan akar kwadrat dari jumlah dalamcara kwadrat tersebut (Pustaka C).

A.2.9.2.2 Perilaku Moderat Tidak Elastis

Bila faktor daktilitas untuk simpangan strukturalkeseluruhan, p, adalah lebih kecil dari 2.0 padagempa rencana, cara respons spektra elastis yangdiberikan dalam pasal A.2.9.2.1 harus digunakandengan mengambil kekakuan ekuivalen keseluruhandan nilai redaman.

A.2.9.2.3 Perilaku Tidak Elastis

Bila faktor daktilitas untuk simpangan strukturalkeseluruhan, , adalah melebihi 2, harus digunakancara tidak elastis-analisa riwayat waktu, padamanarespons dihitung dengan menggunakan integrasinumerik.

A.2.9.3 Arah Pembebanan

Analisa dinamik harus dilakukan untuk dua arahhorisontal utama. Analisa dalam arah vertikal harusdilaksanakan juga pada jembatan yang mempunyaibangunan atas pratekan yang dapat mengalamikerusakan akibat gaya keatas. Pembebanan dalamarah berbeda tidak boleh dikombinasi.

A.2.9.4 Masukan Gerakan Tanah

Rekaman untuk masukan gerakan tanah yangdigunakan dalam analisa riwayat waktu harus:

i. meliputi paling sedikit 15 detik, atau lima kaliwaktu getar alami fundamental struktur, dari

A - 14

ground shaking;

ii. have ordinates not less than 90 % of the design spectrum over the range of the firstthree periods of vibration of the structure.

The bridge should be analyzed using two differentinput motions for each direction, the maximumcomputed response being used for design. The inputmotions may be assumed to be in phase at the bases of all supports.

A.2.9.5 Design Forces and Deformations

A.2.9.5.1 Modal Spectral Analysis

The design forces and deformations obtained from amodal spectral analysis should be compared with thevalues obtained from the simplified Code methods.It is unlikely that there will be significant differences, butwhere a difference of more than 20 % occurs thereason should be investigated.

A.2.9.5.2 Time-History Analysis

The overall ductility demands computed from a time-history analysis should not be greater than theavailable structural displacement ductility factors. As aguide, the overall structural displacement ductility factor should not exceed six, and individual memberdisplacement ductilities should not exceed eight.

A.2.10 SEISMIC DISPLACEMENTS

A.2.10.1 General

Consideration should be given to the displacements induced by response of the foundation-pier-substructure system to earthquake motions. Theconsequences of relative ground displacements between supports shou ld also be investigated.

A.2.10.2 Displacement Response

Where the seismic structural system can reasonablybe simulated as a single degree of freedom oscillator, the maximum seismic displacement of the centre ofmass, in mm, can be approximated by the following,based on a relationship given in Reference C:

goncangan tanah yang kuat.

ii. mempunyai ordinat minimal 90 % dari spektr;rencana pada rangkaian tiga waktu getar alampertama dari struktur.

Jembatan harus dianalisa dengan menggunakan duwmasukan gerakan berbeda untuk setiap arahperhitungan respons maksimum digunakan untuloperencanaan. Masukan gerakan dapat dianggardalam tahap (fase) pada dasar semua perletakan.

A.2.9.5 Gaye Dan Deformasi Rencana

A.2.9.5.1 Analisa Modal Spektral

Gaya dan deformasi rencana yang diperoleh dar analisa modal spektral harus dibandingkan dengarnilai-nilai yang diperoleh dari cara sederhana dalarr TataCara. Biasanya tidak terdapat perbedaan besar, tetapibila terjadi perbedaan melebihi 20 9( maka harusdiperiksa sebabnya.

A.2.9.5.2 Analisa Riwayat Waktu (Time-history)

Daktilitas keseluruhan yang dihitung dari analisariwayat waktu, tidak boleh lebih besar dari faktordaktilitas simpangan struktural yang telah tersedia.Sebagai pedoman, faktor daktilitas simpanganstruktural keseluruhan tidak boleh melebihi enam, dandaktilitas simpangan komponen tersendiri tidak bolehmelebihi delapan.

A.2.10 SIMPANGAN SEISMIK

A.2.10.1 Umum

Pertimbangan harus diberikan untuk simpangan akibatrespons sistem pondasi-pilar-bangunan bawah terhadapgerakan gempa. Akibat dari simpangan tanah relatipantara tumpuan perlu diperiksa juga.

A.2.10.2 Simpangan Respons

Bila sistim struktural seismik dapat disimulasi dengan wajar sebagai suatu bandul getar sederhana denganderajat kebebasan tunggal, simpangan seismikmaksimum dari pusat massa, dalam mm, dapatdiperkirakan sebagai berikut, berdasarkan rumus yang diberikan dalam Pustaka C:

A - 15

where:

h = approximate maximum seismicdisplacement of the centre of mass (mm);

Kh = horizontal seismic coefficient given inSection 2;

T = the fundamental period of vibration of thestructure in bending.

The displacement, h, shall be taken in the directionfor which Kh, and T have been computed.

For spans longer than 200 m consideration shouldbe given to the possibility of relative displacements ofpiers due to out of phase ground movements.

dengan:

h = perkiraan simpangan seismik maksimumdari pusat massa (mm)

Kh = koefisien seismik horisontal yang diberikandalam Bagian 2

T = waktu getar alami fundamental dari strukturdalam lentur

Simpangan, h,harus diambil dalam arah untuk mana Kh, dan T diperhitungkan.

Untuk bentang diatas 200m, pertimbangan perludiberikan akan kemungkinan simpangan relatip daripilar akibat gerakan tanah diluar tahap (fase).

A - 16

A.3 GENERAL DESIGN REQUIREMENTS

A.3.1 STRUCTURAL INTEGRITY AND PROVISION OR DISPLACEMENTS

A.3.1.1 Horizontal Linkages

Structural integrity can only be maintained if extremedisplacements are controlled to prevent any spanelements from dropping from their supports. Positivelongitudinal linkage should be provided between adjacentsections of the superstructure at supports and hinges,and between superstructures and their pier supports.These linkages should be capable of transmitting tensionforces as well as compressive forces.

Where possible, the superstructure should be designedto be continuous or linked together at pier supports with ahinged linkage slab (normally as part of the deck). Anexample of such a hinged slab, which causes negligiblesecondary bending moments, is shown in Figure A.3,from References A and B.

Figure A.3 LinkSlab.3 ungan Sendi

At abutments, positive longitudinal restraint should be

Gambar A Pelat Hub

provided unless there is a minimum overlap distancesbetween superstructure and substructure, as shown inFigure A.5. Positive lateral restraint should also be provided to prevent permanent relative displacementbetween the end of the bridge

A.3 PERSYARATANPERENCANAAN UMUM

A.3.1 INTEGRITAS STRUKTURAL DANPERLENGKAPAN TERHADAPSIMPANGAN

A.3.1.1 Hubungan Horisontal

Integritas struktural hanya dapat dipelihara bilasimpangan yang berlebih dikendalikan untuk mencegahjatuhnya elemen bentang dari tumpuan. Hubunganlongitudinal positip harus diadakan antara bagian-bagianbangunan atas yang berdekatan pada tumpuan dansendi, dan antara bangunan atas dan tumpuan padapilar. Hubungan-hubungan ini harus mampumenyalurkan gaya-gaya tarik maupun gayagaya tekan.

Bila mungkin, bangunan atas harus direncanakansebagai menerus atau dihubungkan menjadi bersatupada tumpuan pilar dengan suatu pelat hubungan sendi(umumnya sebagai bagian dari pelat lantai). Suatucontoh pelat hubungan sendi, yang menyebabkanmomen lentur sekunder yang dapat diabaikan, diberikandalam Gambar A.3, dari PustakaA dan B.

Pada pangkal, harus diadakan penahan longitudinalpositip kecuali bila terdapat jarak bebas minimumantara bangunan atas dan bangunan bawah, sepertidalam Gambar A.5. Penahan lateral positip harusdiadakan juga untuk mencegah simpangan permanen relatip antara ujung lantai jembatan dan jalan

A - 17

deck and the approaches. Lateral restraints shall have aminimum capacity as given in Subsection 2.9.

Some typical abutment restraint systems are shown inFigure A.4.

Figure A.4 Lateral Restraints at AbutmentsGambar A.4 Penahan Lateral pada Pangkal

Jembatan

A.3.1.2 Holding-Down Devices

Holding-down devices should be provided at all bearingsor supports to prevent vertical movements under seismicactions.

The minimum vertical seismic design load for suchdevices is given in clause 2.4.7.3. However, incontinuous bridges this force may be exceeded and thedesign loading must be calculated. The vertical loadingat supports of a continuous bridge is calculated onthe assumption that the applied horizontal seismicforce is large enough to cause all plastic hinges to develop their overstrength bending moments (clauseA.2.5.3).

Holding-down devices should be designed to allowrelative horizontal movement unless such movementsare prevented by horizontal linkages.

Alternatively, a suitably designed ductile shear key withno hold down but with a 300 mm minimum upstandmeasured from the lowest point of lateral resistance onthe deck superstructure may be used.

pendekatnya. Penahan lateral harus mempunyai suatukapasitas minimum sesuai dengan Bab 2.9.

Berbagai tipikal sistim penahan pada pangkaldiberikan dalam Gambar A.4.

A.3.1.2 Perlengkapan Penahan Vertikal

Perlengkapan penahan vertikal harus diadakan padasemua perletakan atau tumpuan untuk mencegahgerakan vertikal pada aksi seismik.

Rencana beban seismik vertikal minimum untukperlengkapan tersebut diberikan dalam pasal 2.4.7.3.Bagaimanapun, pada jembatan menerus gaya tersebutdapat dilampaui dan pembebanan rencana harusdihitung. Pembebanan vertikal pada tumpuan jembatanmenerus dihitung berdasarkan anggapan bahwa gayaseismik horisontal yang bekerja, adalah cukup besaruntuk menyebabkan perkembangan momen kekuatanlentur lebih dalam semua sendi plastis (pasal A.2.5.3).

Perlengkapan penahan vertikal harus direncanakanagar mengijinkan gerakan horisontal relatip kecuali bilagerakan tersebut dicegah oleh hubungan horisontal.

Sebagai alternatip, rencana sesuai untuk gigi geserdaktail tanpa penahan vertikal tetapi dengan peninggianminimum 300 mm diukur terhadap titik terendah dariketahanan lateral pada lantai bangunan atas bolehdigunakan.

A - 18

A.3.1.3 Horizontal Clearance

Clearances between major structural elements and around holding-down devices may be calculated inaccordance with clause A.2.10.2.

If the calculated displacements are unacceptablylarge, or if the calculations are uncertain due to thecomplexity or lack of ductility of the structure, it will benecessary to provide horizontal linkages designed inaccordance with clause A.3.1.1.

Where there are no provisions to limit relativemovements at bearings or expansion joints (such as buffers and/or linkages), a minimum overlap betweenthe end of the girder and the edge of the support (seeFigure A.5) shall be provided as follows (ReferenceD):

Attention should also be given to the design ofclearances around minor structural elements such asdeck movement joints. Strong seismic motion can beexpected to cause damage at such locations and thedesign Engineer should detail these elements so thatpermanent repairs can be carried out easily.

Figure A.5 Overlap DistanceGambar A.5 Jarak Bebas

A.3.1.3 Jarak Bebas Horisontal

Jarak bebas antara elemen struktural utama dansekitar perlengkapan penahan vertikal dapatdiperhitungkan sesuai dengan pasal A.2.10.2.

Bila simpangan yang dihitung menjadi terlampaubesar, atau bila perhitungan kurang meyakinkanakibat kerumitan atau kekurangan daktilitas struktur,maka diperlukan pengadaan hubungan horisontalyang direncanakan sesuai pasal A.3.1.1.

Dimana tidak terdapat perlengkapan untuk membatasigerakan relatip pada perletakan atau hubungan dilatasi(seperti peredam dan/atau hubungan), suatu jarakbebas minimum antara ujung gelagar dan ujungtumpuan (lihat Gambar A.5) harus diadakan sebagaiberikut (Pustaka D):

Perhatian harus juga diberikan pada perencanaan jarakbebas sekitar elemen struktur tidak utama sepertisambungan dilatasi lantai. Gerakan seismik kuat dapatdiharapkan menimbulkan kerusakan pada lokasitersebut dan Akhli Tehnik Perencana harusmendetail elemen-elemen ini sedemikian agarperbaikan permanen dapat dilaksanakan denganmudah.

A - 19

3.2 REPAIR CONSIDERATIONS

The Design Engineer should consider the likelymethod of repair and ease of access to areas of astructure where seismic damage will most probablyoccur. It is important to consider the hierarchy ofinelastic failure of structural members during strongearthquake motions so that the members that will failfirst are the easiest to repair.

Where the superstructure is supported on bearings, provision shall be made for jacking the superstructureso that the bearings can be removed and replaced. Inthis respect, the arrangement of anchorage bolts onthe bearings shall be such that the bearings can beremoved without requiring excessive jacking of thesuperstructure.

For the repair of plastic hinge areas on piers, it maybe an advantage to provide suitable locating fixtures orholes in the piers for the support of scaffolding.

A.3.3 FREE STANDING RETAINING WALLS

A.3.3.1 General

Either of the following design methods may be used:

i. Design the wall to remain elastic (Type C) and notsuffer any significant permanent displacementduring the design earthquake. This will ensure amore serviceable structure than the followingmethod (ii), but it may not be feasible oreconomic in all cases.

ii. Accept a limited amount of permanent outwardmovement of the wall and design for a modefailure which avoids yielding of structuralelements wherever practicable. If outwardmovement of the walr cannot occur withoutyielding of structural elements, the cost ofrepairs may be unacceptable.

A.3.3.2 Static Earth Pressure

The static earth pressure on the wall should becomputed in accordance with Sub-section 4.6. Careshould be taken to determine if the static earth pressureis acting in a normal or relieving sense.

4.3.3.3 Inertial Force

The inertial force generated by the wall's self weight

A.3.2 PERTIMBANGAN PERBAIKAN

Ahli Tehnik Perencana harus mempertimbangankemungkinan cara perbaikan dan kemudahan dalammencapai bagian-bagian struktur dimana kerusakanseismik akan paling mungkin terjadi. Adalah pentinguntuk mempertimbangkan cara terjadinyakeruntuhan tidak elastis dari komponen struktural padagerakan gempa kuat sehingga komponen yang akanruntuh terlebih dahulu adalah yang paling mudahdiperbaiki.

Bila bangunan atas ditumpu pada perletakan, harusdiadakan tempat pendongkrakan bangunan atassehingga perletakan dapat diambil dan diganti.Mengingat ini, penempatan baut angker pada perletakan harus sedemikian agar perletakan dapatdiambil tanpa diperlukan pendongkrakan berlebihpada bangunan atas.

Untuk perbaikan daerah sendi plastis pada pilar, akandapat menguntungkan bila disediakan profiltertanam atau lubang dilokasi sesuai dalam pilaruntuk penempatan tumpuan dari penyangga.

A.3.3 TEMBOK PENAHAN YANG BERDIRIBEBAS

A.3.3.1 Umum

Salah satu dari cara perencanaan berikut dapatdigunakan:

i. Rencanakan tembok agar tetap elastis (Tipe C)dan tidak mengalami simpangan permanenyang berarti selama terjadi gempa rencana. Ini akan menjamin suatu kelayanan struktural lebihbaik dari cara berikut (ii), tetapi hal ini mungkinkurang layak atau ekonomis dalam semuakasus.

ii. ljinkan gerakan permanen kearah luar temboksecara terbatas dan rencanakan untuk suatukeruntuhan perubahan bentuk/ragam yangmencegah pelelehan elemen struktural sedapat mungkin. Bila gerakan kearah luar tembok tidakdapat terjadi tanpa pelelehan elemen struktural,maka biaya perbaikan dapat menjadi terlalubesar.

A.3.3.2 Tekanan Tanah Statik

Tekanan tanah statik pada tembok harus dihitungsesuai dengan Bab 4.6. Harus dijaga agar ditentukanapakah tekanan tanah statik bekerja secara biasa ataumengurangi pengaruh.

A.3.3.3 Gaya Inersia

Gaya inersia yang dihasilkan oleh berat sendiri

A - 20

ural Type Factor should be appropriate to the expected response from the wall, and will normallybe that corresponding to Type C (elastic response).

A.3.3.4 Dynamic Earth Pressure

A.3.3.4.1 Stiff Walls

For a stiff wall, corresponding to case (1) of clause A.3.3.1, the earthquake pressure shown in FigureA.6 should be assumed. There will be a permanentmovement of the top of the wall of between 0.001 Hand 0.002 H under the combined static and dynamicearth pressures (Reference C).

Figure A.6 Stiff Wall PressureGambar A.6 Tekanan pada Tembok Kaku

A.3.3.4.2 Flexible Walls

If the wall is sufficiently flexible for the top to moveoutwards by at least 0.005 H under the combinedstatic and dynamic earth pressures, it may beassumed that full active earth pressure can develop.In this case, corresponding to case (ii) of clauseA.3.3.1, the design dynamic earth pressure, AP;, may be obtained from the Mononobe - Okabeequations (Reference 5, 6) as follows:

tembok dihitung sesuai dengan pasal 2.4.7.1. Faktor tipe struktural harus mengikuti responstembok yang diharapkan, dan biasanya akanmenjadi faktor sesuai tipe C (respons elastis).

A.3.3.4 Tekanan Tanah Dinamik

A.3.3.4.1 Tembok Kaku

Untuk tembok kaku, sesuai kasus (1) dari pasalA.3.3.1, tekanan gempa dianggap seperti dalamGambar A.6. Pada tepi atas tembok akan terjadisuatu gerakan permanen sebesar antara 0.001 Hdan 0.002 H pada kombinasi tekanan tanah statikdan dinamik (Pustaka C).

A.3.3.4.2 Tembok Fleksibel

Bila tembok cukup fleksibel agar tepi atas bergerakkeluar sebesar minimal 0.005 H pada kombinasitekanan tanah statik dan dinamik, maka bolehdianggap bahwa tekanan tanah aktip penuh akanberkembang. Dalam kasus ini, sesuai kasus (ii)dari pasal A.3.3.1, rencana tekanan tanah dinamik,AP; dapat diperoleh dari rumus Mononbe - Okabe (Pustaka 5,6) sebagai berikut:

A - 21

The Mononobe-Okabe relationship was developed strictly for non-saturated, non-cohesive backfill(Reference 3). It should not be used for saturatedsands (which may liquefy, see Sub-section A.7) orfor cohesive materials which are not only difficult toanalyze, but are undesirable in practice. If asubstantial wedge of free-draining backfill, sloping atan angle of about 45°, is provided behind the wall,then the properties of this granular backfill can beused in the computation of earth pressure and notthe properties of the embankment soils behind thewedge (Reference C). A wedge of free drainingbackfill is also a requirement for reducinggroundwater pressure on the back of the wall (seeclause A.3.3.7)

A.3.3.5 Walls with Footings on Soil

The prime design criterion for gravity, counterfortand cantilever walls with footings founded on soil ispermissible displacement. A sliding, rather than arotational mode of failure should be aimed for(Reference C).

These walls may be designed for a reducedearthquake loading in the following circumstances:

Rumus Mononobe-Okabe dikembangkan khususuntuk urugan tidak jenuh, tidak kohesip (Pustaka 3). Rumus ini tidak boleh digunakan pada pasirjenuh (yang dapat mengalami kehilangan kekuatan- liquefy, Bab A.7) atau pada bahan kohesip yangtidak hanya sulit untuk dianalisa, tetapi tidakdiinginkan dalam pelaksanaan. Bila suatu bidangsegitiga dari urugan-bebas drainase, padakemiringan sudut sekitar 45°, diadakan dibelakangtembok, maka besaran urugan berbutir kasar inidapat digunakan untuk menghitung tekanan tanahdan tidak besaran tanah timbunan dibelakangbidang segitiga (Pustaka C). Suatu bidang segitigadari urugan-bebas drainase juga diperlukan untukmengurangi tekanan air tanah pada sisi belakangtembok (lihat pasal A.3.3.7).

A.3.3.5 Tembok dengan Pondasi DiatasTanah

Kriteria utama untuk perencanaan tembokgravitasi, kontrafort dan kantilever dengan pondasidiatas tanah, adalah simpangan ijin. Suatupergeseran daripada bentuk keruntuhan rotasiputar, harus menjadi tujuan (Pustaka C).

Tembok ini dapat direncanakan untuk suatu pembebanan gempa yang direduksi dalam keadaan

A - 22

If a wall is free to slide outwards when thehorizontal ground acceleration exceeds afraction fa of the peak acceleration of thedesign earthquake (fa < 1), but does not slideuntil this threshold value is reached, then thepermanent forward movement of the centre of mass of the wall, h under the designearthquake may be approximated by thefollowing relation derived from Reference 8:

here Kh is the horizontal seismic coemcient given inSection 2. If the displacement, h is acceptable, thenthe wall need only be designed for horizontalseismic forces of fa times the values determinedfrom clauses A.3.3.3 to A.3.3.4.

A.3.3.6 Walls on Rock, Piles or Well Foundations

These structures should be designed as fully elastic(Type C) structures for the design earthquake inorder to avoid yielding of the wall stem or the piles.

If some permanent displacement is permitted, the formula given in clause A.3.3.5 may be used butadjustment for wall rotation will be required todetermine the displacement of the top of the wall.

A.3.3.7 Reinforced Earth Walls

If the wall is to remain elastic and not suffer anypermanent displacement, the face panels and reinforcing strips should be capable of resisting adynamic force in the following range (Reference 9)

uniformly distributed over the height of the wall.

To prevent sudden failure of the wall at the face panels,the Ultimate Strength of the connection of thereinforcing strips to the face panels shall:

i. exceed the yield strength of the reinforcing stripor, where this is not practical,

ii. be at least twice the strip pull-out force based onthe probable coefficient of friction.

berikut:

Bila tembok bebas bergeser kearah luar padapercepatan tanah horisontal yang melebihi suatufraksi fa dari percepatan puncak (peak) gemparencana (fa < 1), tetapi tidak bergeser sampainilai batas ini dicapai, maka gerakan permanenkearah luar dari pusat massa tembok, h padagempa rencana, dapat diperkirakan dengan rumusberikut yang diturunkan dari Pustaka 8:

dengan Kh sebagai koefisien seismik horisontalyang diberikan dalam Bagian 2. Bila simpangan, h, dapat diijinkan, maka tembok hanya perludirencanakan untuk gaya seismik horisontalsebesar fa dikalikan nilai-nilai yang ditentukan daripasal A.3.3.3 sampai A.3.3.4.

A.3.3.6 Tembok pada Pondasi Batuan, Tiang atau Sumuran

Struktur ini harus direncanakan sebagai strukturelastis penuh (tipe C) untuk gempa rencana agarmencegah pelelehan dinding tembok atautiangtiang.

Bila suatu simpangan permanen diijinkan, rumusyang diberikan dalam pasal A.3.3.5 bolehdigunakan, tetapi penyesuaian untuk rotasi-putarantembok akan diperlukan untuk menentukansimpangan tepi atas tembok.

A.3.3.7 Tembok Tanah Bertulang

Bila tembok tetap elastis dan sama sekali tidakmengalami simpangan permanen, panelpermukaan dan pelat tulangan harus kuat menahan.gaya dinamik dalam batas besaran berikut(Pustaka 9):

yang terbagi rata sepanjang tinggi tembok.

Untuk mencegah keruntuhan serentak dari tembok padapanel permukaan, kekuatan ultimate putus darihubungan pelat tulangan dengan panel permukaanharus:

i. melebihi kekuatan leleh dari pelat tulangan atau,bila ini tidak praktis,

ii. sebesar paling sedikit dua kali gaya tarik-keluar pelatberdasarkan kemungkinan koefisien gesek.

A - 23

A.3.4 ABUTMENT WALLS

A.3.4.1 Non-rigid Connection to Superstructure

In this arrangement, the force transmitted between thesuperstructure and the abutment is either:

i. independent of the relative movement and has a fixedvalue (as in sliding bearings); or

ii. dependent on the relative movement, but has anupper limit that is reached at some low valueof this movement (as in elastomeric bearingswhich slip at large deformations).

The abutment should be designed for the forces shownin Figure A.7 where it should be assumed that thedynamic earth pressure, P”G, and the wall inertia, T”Iare in phase, but the earthquake force transmittedfrom the superstructure, T”L, acts independently.

Figure A.7 Forces on Abutment WallsGambar A. 7 Gaya-gaya Tembok Pangkal

Generally, movement of the superstructure away fromthe soil will impose critical loads on the abutmentfoundations and movement towards the soil willimpose critical soil pressures on the abutment wall(Reference C).

Most abutments that are not rigidly connected tothe superstructure will be permanently displacedtowards the superstructure during an earthquake. Thismovement should be added to the estimated maximumresponse displacement of the superstructure todetermine the required seismic gap. See clausesA.3.1.3 and A.3.3.5.

A.3.4 TEMBOK PANGKAL

A.3.4.1 Hubungan Tidak Kaku Terhadap Bangunan Atas

Pada susunan ini, gaya yang disalurkan antarabangunan atas dan pangkal adalah salah satu:

i. tidak tergantung pada gerakan relatip danmempunyai nilai tertentu (seperti dalamperletakan geser); atau

ii. tergantung pada gerakan relatip, tetapi mempunyaibatas atas yang dicapai pada suatu nilai rendahdari gerakan ini (seperti dalam perletakanelastomer yang menggelincir pada deformasibesar).

Pangkal harus direncanakan untuk gaya-gaya yangdiberikan dalam Gambar A.7, untuk mana harusdianggap bahwa tekanan tanah dinamik, P”G dan inersia tembok, T”I adalah dalam tahap (fase), tetapigaya gempa yang disalurkan dari bangunan atas, T”L,bekeria secara bebas.

Umumnya, gerakan bangunan atas yang menjauhitanah, akan menimbulkan beban kritikal pada pondasipangkal dan gerakan kearah tanah akanmenimbulkan tekanan tanah kritikal pada tembokpangkal (Pustaka C).

Sebagian besar pangkal yang tidak kaku dihubungkanpada bangunan atas akan mengalami simpanganpermanen terhadap bangunan atas pada suatugempa. Gerakan ini harus ditambahkan padaperkiraan simpangan respons maksimum daribangunan atas untuk menentukan sela seismik yangdiperlukan. Lihat pasal A.3.1.3 dan A.3.3.5.

A - 24

A.3.4.2 Rigid Connection to Superstructure

In this arrangement no significant horizontal movementoccurs between the superstructure and the abutment,although the connection may be hinged or moment-resisting.

In buried structures, such as culverts, in which thedepth of fill over the structure is more than half the height of the structure, the dynamic earth pressure canusually be disregarded (Reference 7). However, for longand large buried structures this could lead to unsafedesign; these structures should be the subject of specialinvestigation.

Where the depth of fill over the structure is less thanhalf its height, two cases should be considered:

i. Dynamic earth pressures in phase: in this case thedynamic earth pressures at both ends of thestructure, the active earth pressure at one end and the inertial forces from the structure are allresisted by the backfill atone abutment. The inertialforce should be calculated using the horizontalseismic coefficient for lateral earth pressuregiven in clause 2.4.7.4. This case is appropriatefor bridges founded on rock because movement ofthe surrounding soil relative to the rock willoccur during an earthquake. This case isconservative for bridges founded in soft soilbecause the bridge tends to move with the soil(Reference C).

ii. Dynamic earth pressure out of phase: in thiscase it may be assumed that the structureremains stationary and is subject to at-restearth pressure and dynamic earth pressureonly.

A.3.4.2 Hubungan Kaku Terhadap BangunanAtas

Dalam susunan ini tidak terjadi gerakan horisontalberarti antara bangunan atas dan pangkal,walaupun hubungan dengan sendi atau menahan-momen.

Pada struktur didalam tanah, seperti gorong-gorong,padamana tinggi urugan diatas struktur adalahmelebihi setengah tinggi struktur, tekanan tanahdinamik umumnya dapat diabaikan (Pustaka 7). Bagaimanapun, untuk struktur panjang dan besar,hal ini dapat mengakibatkan rencana tidak aman,struktur demikian harus menjadi pokok untukpenyelidikan khusus.

Bila tinggi urugan diatas struktur adalah kurang darisetengah tinggi struktur, dua kasus harusdipertimbangkan:

i. Tekanan tanah dinamik dalam tahap (fase):Dalam kasus ini tekanan tanah dinamik padakedua ujung struktur, tekanan tanah aktip padasatu ujung dan gaya-gaya inersia dari strukturadalah semua ditahan oleh urugan pada satupangkal. Gaya inersia harus dihitung denganmenggunakan koefisien seismik horisontal untuktekanan tanah lateral yang diberikan dalampasal 2.4.7.4. Kasus ini sesuai untuk jembatanpada pondasi batuan karena gerakan relatip daritanah sekitar terhadap batuan akan terjadi padasuatu gempa. Kasus ini konservatip untukjembatan pada pondasi tanah lunak karenajembatan cenderung untuk bergerak bersamadengan tanah (Pustaka C).

ii. Tekanan tanah dinamik diluar tahap (fase):Dalam kasus ini, boleh dianggap bahwa strukturtetap diam dan hanya memikul tekanan tanah atrest-diam dan tekanan tanah dinamik.

A - 25

A.4 DETAILED REQUIREMENTSFOR TYPE A BRIDGES

A.4.1 RESTRICTIONS ON LAYOUT

In long bridges expansion-contraction joints should be restricted to a minimum and should be of the typeshown; i.e deck ends cantilevered and connected by aknock-out link slab (see Figure A.3)

The bridge must be proportioned by the designer so thatplastic hinges occur only at the pier column ends and not in other uncontrolled places.

All piers within the structure must have similarlateral stiffness in each of the longitudinal andtransverse directions, Where pier lengths and dimensionsvary significantly the ductility demand on the shorter ofstiffer piers may be much higher than the adjacent piers.For this reason such structures, especially where thepier geometry is unusual (e.g. one short stiff pier andmany longer piers) should be subject to a special study.

The design rules in this section should only be applied tobridges which have piers with similar hinging patternsand where the ratio of the distance between hingesdivided by the relevant crosssectional dimension for any two piers of the bridge do not differ by more thanthe ratio of 2 to 1 (References A and B).

A.4.2 DESIGN OF HINGES INSTRUCTURAL CONCRETECOLUMNS

A.4.2.1 General

Circular columns are preferred for their superior ductilecharacteristics. For rectangular columns the ratio of thelengths of sides should not exceed 2 to 1 where thegreater dimension is in the direction of earthquakeloading. No column should have dimension of lessthan 400 mm (Reference B). Walls loaded along theirlength should be designed in accordance with theprovisions for Type C bridges.

A.4 PERSYARATAN TERPERINCIUNTUK JEMBATAN TIPE A

A.4.1 PEMBATASAN PADA DENAH

Dalam jembatan panjang, sambungan dilatasikontraksiharus dibatasi sampai minimum dan harus berupa tipeyang ditunjukan; yaitu ujung-ujung lantai dengan kantileverdan dihubungkan dengan elemen tambahan yangterpukul lepas pada gempa (lihat Gambar A.3).

Jembatan harus didimensi secara proporsional oleh AhliTehnik Perencana sehingga sendi plastis hanya terjadipada ujung-ujung kolom pilar dan tidak pada bagian-bagian yang sulit diawasi.

Semua pilar dalam struktur harus mempunyai kekakuanlateral serupa dalam tiap arah longitudinal dantransversal. Bilamana panjang dan dimensi pilarpilarberbeda jauh, keperluan daktilitas pada pilar yang lebihpendek atau kaku dapat menjadi lebih besar daripadapilar berdekatan. Dengan alasan ini struktur demikian,terutama bila geometrik pilar tidak lajim (misalnya satupilar pendek kaku dan banyak pilar yang lebih tinggi),harus menjadi pokok studi khusus.

Persyaratan perencanaan dalam bagian ini hanyaboleh digunakan untuk jembatan yang mempunyai pilar-pilar dengan pola sendi serupa dan bila perbandinganjarak antara sendi-sendi terhadap dimensi potonganmelintang relevan untuk setiap dua pilar jembatan tidakberbeda lebih dari nilai perbandingan dua terhadap satu(Pustaka A dan B).

A.4.2 PERENCANAAN SENDI DALAMKOLOM BETON STRUKTURAL

A.4.2.1 Umum

Kolom sirkular adalah diutamakan karena keunggulankarakteristik daktailnya. Untuk kolom persegi,perbandingan antara panjang sisi-sisi tidak bolehmelebihi 2 terhadap 1 bila dimensi lebih besar beradadalam arah pembebanan gempa. Tidak boleh adakolom dengan dimensi kurang dari 400 mm (Pustaka B).Tembok yang dibebani dalam arah panjangnya harusdirencanakan sesuai ketentuan jembatan tipe C.

A - 26

A.4.2.2 Regions Where Special ConfiningReinforcement Should be Provided(Reference B)

Confining hoops should be provided at the ends of piercolumns where plastic hinging can occur. Thistransverse reinforcement should extend for a distancefrom the point of maximum moment within the region ofthe hinge given by the maximum of:

i. 1.5 times the column diameter or the maximumcross-sectional dimension.

ii. One sixth (1/6) of the clear height of the columnwhen hinging can occur at both ends of thecolumn. (Type A bridges)

iii. One quarter (1/4) of the clear height of the columnwhen hinging can occur at only one end of thecolumn (as for a cantilever pier). (Type B Bridgesand transversely for Type A Bridges with a singlestem pier)

iv. 600 mm.

A.4.2.3 Amount of Confining Reinforcement to beProvided(Reference B)

Where spirals or closed circular hoop are used the volumetric ratio, defined as:

volume of soiral reinforcementvolume of concrete core

should not be less than the greater of:

where:

Ag = is area of section;

Ac = area of core of spirally reinforced membermeasured to outside of spiral;

f'c = characteristic 28 day cylinder strength ofconcrete;

f yh = yield strength of binding reinforcement.

Where square or rectangular hoop reinforcement is used, the required area of the hoop bars, for each principaldirection of the cross section, shall be the greater of:

A.4.2.2 Bagian Untuk Mana Harus DiadakanTulangan Pengikal Khusus

(Pustaka B)

Sengkang pengikat harus diadakan pada ujung-ujung kolompilar dimana sendi plastis dapat terjadi, Penulangantransversal ini harus meliputi suatu jarak terhadap titikmomen maksimum didalam daerah sendi sebagaimaksimum dari:

i. 1.5 kali diameter kolom atau dimensi potonganmelintang maksimum

ii. seperenam (1/6) tinggi bersih dari kolom bilasendi dapat terjadi pada kedua ujung kolorr(jembatan Tipe A)

iii. Seperempat (1/4) tinggi bersih dari kolom bilasendi dapat terjadi hanya pada satu ujungkolom (seperti untuk pilar kantilever). (Jembatantipe B dan arah transversal untuk jembatan tipeA dengan pilar dinding tunggal)

iv. 600 mm

A.4.2.3 Jumlah Tulangan Pengikat YangDiadakan(Pustaka B)

Untuk mana spiral atau sengkang sirkular tertutupdigunakan, perbandingan volumetrik, ditentukarsebagai:

volume tulanoan spiralvolume inti beton

tidak boleh kurang terhadap nilai terbesar dari:

dengan:

Ag = luas penampang

Ac = luas inti dari komponen dengan tulanganspiral, diukur terhadap tepi luar spiral

f'c = kekuatan karakteristik silinder beton 28 hari

f yh = kekuatan leleh dari tulangan pengikat

Untuk mana tulangan sengkang persegi penuh ataupersegi panjang, digunakan luas tulangan sengkang yangdiperlukan, untuk tiap arah utama penampang melintang,harus nilai terbesar dari:

A - 27

where:

Ash = total area of hoop bars anc supplementarycross ties.

sh = centre to centre spacing of hoop and tic sets

hc = dimension of concrete core measurec perpendicular to the direction of the hooFbars to outside of peripheral hoop

Supplementary cross ties, where used, should be of thesame diameter as the peripheral hoop bar anc shouldengage the hoop bar with a standard hook The centreto centre spacing of hoop and cross tie sets within theplastic hinges region should not exceed 200 mm or 6times the diameter of the longitudinal bar.

The centre to centre spacing between cross linked barsacross the cross section should not exceed 30C mm. Eachlongitudinal bar, or bundle of bars, should be laterallysupported by the corner of a hoop or by a supplementarycross tie. The following may however be exempted from this requirement:

i. Bars, or bundles of bars, between two laterallysupported bars or bundles of bars supported by thesame hoop, where the distance between thelaterally supported bars or bundles of bars does notexceed 200 mm.

ii. Inner layers of reinforcing bars within the concretecore centred more than 75 mm from the inner faceof the hoops.

The yield force in the hoop bar or supplementary crosstie at the specified yield strength, fyh, should be at leastequal to one-sixteenth of the yield force in the bar orbars it is to restrain including the contribution fromthe tributary area of any bar or bars exempted in theprevious paragraph.

The binding steel should be either continuous (spiral) overthe full height of confinement or be in the form of closedhoops. Continuity of the confining steel should beprovided by either:

(a) welding, where the minimum length of weld shouldbe 12 bar diameters, and the minimum

dengan:

Ash = jumlah luas batang sengkang danpengikat melintang tambahan

Sh = jarak pusat ke pusat dari susunan sengkangdan pengikat

hc = dimensi inti beton diukur tegak lurus terhadaparah batang sengkang sampai tepi luar sengkang keliling.

Pengikat melintang tambahan, bila digunakan, harus dengan diameter sama seperti batang sengkangkeliling dan harus mengikat batang sengkang dengan kaitstandar. Jarak pusat ke pusat dari susunan sengkangdan pengikat melintang dalam daerah sendi plastis,tidak boleh melebihi 200 mm atau 6 kali diameterbatang memanjang.

Jarak pusat ke pusat antara batang-batang yangdihubungkan melintang melalui penampangmelintang, tidak boleh melebihi 300 mm. Tiap batangmemanjang, atau kumpulan batang, haruss didukunklateral oleh sudut suatu sengkang atau oleh suatupengikat melintang tambahan. Yang berikut bolehbagaimanapun dikecualikan dari persyaratan ini:

i. Batang, atau kumpulan batang, antara dua batangyang didukung lateral atau kumpulan batang yangdidukung oleh sengkang sama, untuk mana jarakantara batang atau kumpulan batang yang didukunglateral adalah tidak melebihi 200 mm.

ii. Lapis dalam dari batang tulangan dalam inti betondengan pusat lebih dari 75mm terhadap permukaandalam dari sengkang

Gaya leleh dalam batang sengkang atau pengikat melintang tambahan pada kekuatan leleh yangdispesifikasi, fyh, harus paling sedikit sama denganseperenam betas dari gaya leleh dalam batang ataubatang-batang yang ditahannya termasuksumbangun luas tambahan dari setiap batang ataubatang-batang yang dikecualikan dalam paragrapsebelumnya.

Baja pengikat harus berupa spiral menerus sepanjangtinggi dari pengikatan atau dalam bentuk sengkangtertutup. Kontinuitas dari baja pengikat harus diadakandengan salah satu cara:

(a) pengelasan, untuk mana panjang las minimumharus sebesar 12 diameter batang, dan tebal

A - 28

weld throat thickness should be 0.4 times thebar diameter; or

(b) lapping, where the minimum length of lap shouldbe 30 bar diameter and each end of the bar shouldbe anchored with 135 degree bends with a 10bar diameter extension into the confinedconcrete core.

Rectangular hoops should be closed using 135 degreebends extending 10 bar diameters into the concrete core(ref. Figure A.8)

A.4.2.4 Reinforcing Steel(Reference B)

To ensure adequate ductility, the main longitudinalsteel in columns should be either structural steel with ayield stress not exceeding 310 MPa, or reinforcingbar with a maximum yield stress of 450 MPa and aminimum elongation (gauge length 5 d) of 20%.Reinforcement, except ties and stirrups, shall consist ofdeformed bars.

The column longitudinal steel should not be less than0.8 percent nor more than 6.0 percent by volumeof the concrete core except that in the region oflapped splices the total area should not exceed 8percent.

A.4.2.5 Concrete Strength(Reference B and 10)

A 28 days concrete cylinder strength of at least 20 MPais recommended for columns and for members framing intothem.

minimum leher las harus sebesar 0,4 kalidiameter batang, atau

(b) sambungan penyaluran untuk mana panjangpenyaluran minimum harus sebesar 30 diameterbatang dan tiap ujung batang tersebut harusdijangkar dengan lengkungan 135 derajat dengankait 10 diameter batang kedalam inti betonyang diikatnya.

Sengkang persegi harus ditutup denganmenggunakan lengkungan 135 derajat yang dikait 10diameter batang kedalam ini beton What GambarA.8)

A.4.2.4 Baja Tulangan(Pustaka B)

Untuk menjamin daktilitas memadai, tulanganmemanjang utama dalam kolom harus berupa bajastruktural dengan tegangan leleh tidak melebihi310 MPa, atau batang tulangan dengan teganganleleh maksimum 450 MPa dan suatu elongasiminimum (panjang gauge 5 d) sebesar 20 %.Penulangan, kecuali pengikat dan sengkang, harusterdiri dari batang deform.

Baja memanjang kolom harus paling sedikit 0.8 % dan tidak lebih dari 6.0 % terhadap volume inti betonkecuali bahwa dalam daerah sambungan penyaluran,luas baja total tidak boleh melebihi 8 %.

A.4.2.5 Kekuatan Beton(Pustaka B dan 10)

Dianjurkan agar kekuatan beton silinder 28 harisebesar paling sedikit 20 MPa untuk kolom danuntuk komponen yang bersatu dengannya.

A - 29

A.4.2.6 Inner Bound Core (Reference B)

It is recommended that for more important bridgesconsideration be given to providing the hinge zoneswith an inner spirally bound core or a structural steelinner core capable of supporting the bridge deadload. Such provisions would ease repair of the plastichinge region after a major earthquake, by allowing thebridge weight to be supported reliably while damagedconcrete and binding is removed and made good

A.4.2.7 Shear(Reference B)

The maximum shear force to be carried across the plastic hinge region should be calculated as in clauseA.4.4.3. For reinforced concrete this shear force should be carried entirely be the transversereinforcement. Transverse reinforcement provided forconfinement may be used as shear reinforcement.

A.4.3 DESIGN OF HINGES IN STRUCTURAL STEELMEMBERS

A.4.3.1 General

Not all structural sections are able to develop a full plastic hinge. In order to dissipate energy and producethe desired ductile performance, the capacity of themember must be sustained during large inelasticrotations. All members in which plastic hinging mayoccur shall consist of compact sections complying withSection 7.

A.4.3.2 Lateral Restraint

Lateral restraint should be provided at hinge locationsto ensure that the moment capacity of the member isnot reduced by lateral-torsional buckling. Members inwhich plastic hinging may occur shall have lateralresistance complying with Section 7.

A.4.3.3 Shear capacity of Hinge Regions(Reference B)

At the column plastic hinge regions the stresses due toaxial load and shear should be combined so that thefollowing applies:

A.4.2.6 Inti dalam yang Terikat(Pustaka B)

Dianjurkan agar untuk jembatan yang lebih penting,dipertimbangkan untuk melengkapi daerah sendi dengan inti dalam yang terikat spiral atau suatu intidalam dari baja struktural yang mampu menahanbeban mati jembatan. Perlengkapan tersebut akanmempermudah perbaikan daerah sendi plastissetelah suatu gempa besar, dengan mengijinkanberat jembatan telah didukung secara aman, sambilbeton yang rusak dan pengikatan dibongkar dandiperbaiki.

A.4.2.7 Geser(Pustaka B)

Gaya geser maksimum yang dipikul melalui daerahsendi plastis harus dihitung sesuai pasal A.4.4.3Untuk beton bertulang gaya geser ini harus dipikulpenuh oleh tulangan melintang. Tulangan melintangyang diadakan untuk pengikatan dapat digunakansebagai tulangan geser.

A.4.3 PERENCANAAN SENDI DALAMKOMPONENSTRUKTURAL BAJA

A.4.3.1 Umum

Tidak semua bagian struktural sanggupmengembangkan sendi plastis sempurna. Dalamrangka penyerapan (dissipator) energi danmenghasilkan perilaku daktail yang diinginkan,kapasitas komponen harus bertahan selama putarantidak elastis yang besar. Semua komponen padamanadapat terjadi sendi plastis, harus terdiri daripenampang kompak sesuai ketentuan Bagian 7.

A.4.3.2 Ketahanan Lateral

Ketahanan lateral harus diadakan pada lokasi sendiuntuk menjamin bahwa kapasitas momen dari komponen tidak berkurang karena puntur tekuk lateral. Komponen padamana sendi plastis dapatterjadi harus mempunyai ketahanan lateral sesuaidengan Bagian 7.

A.4.3.3 Kapasitas Geser dari Daerah Sendi(Pustaka B)

Pada daerah sendi plastis dari kolom, teganganakibat beban aksial dan geser harus dikombinasisehingga memenuhi berikut:

A - 30

where:

P oo = the axial load in the column, including the

overturning loads at the overstrengthcondition.

As = the cross sectional area of the steel member

Aw = the cross sectional area of the web of thesteel member

fy = steel yield stress

V = the shear induced in the column webdetermined from the plastic hinge bendingoverstrengths of the column.

ow

This expression is more restrictive than the generalrelationship given in Sub-section 7.5, and is intended to ensure adequate ductility in the hingeregion without loss of strength through webbuckling.

A.4.3.4 Connection of Hinging Member(References B and 11)

The connection of the hinging member to other parts of thestructure should be capable of developing the ultimatemoment capacity of the column, taking into account theeffects of strain hardening and the most severe condition ofsimultaneous axial loading (in general this will be for theminimum axial load in the hinging member). For provisionof web stiffeners Section 7 shall apply except that theweb stiffener plates should extend full depth betweenflanges, on both sides of the web, be close fittedagainst the flange, have a chamfer to clear the rootradius and be fillet welded down the web only.

In locations where plastic hinging is required, stress concentration should be limited such that theaverage stress level at any reduces section is less than 0.85 times the minimum specified ultimate strengthof the steel. This provision has particular applicationwhere bolted moment resisting connections are used.

A.4.3.5 Moment Capacity of Hinging Sections(Reference B)

In the design of members in which plastic hinges are tooccur, the effect of axial loads in reducing the momentcapacity should be allowed for in accordance withSection 7.

The axial load in members in which plastic hingescan form should not be greater than 0.4 As fy.

dengan:

P = beban aksial dalam kolom, termasukbeban guling pada kondisi kekuatan Iebih

oo

As = uas penampang melintang dari komponen baja

Aw = luas penampang melintang dari badankomponen baja

fy = tegangan leleh baja

V = geser yang timbul dalam badan kolomditentukan dari kekuatan lentur Iebihpada sendi plastis dari kolom

ow

Perumusan ini lebih dibatasi dibanding rumus umum yangdiberikan dalam Bab 7.5, dan dimaksudkan untukmenjamin daktilitas memadai dalam daerah senditanpa kehilangan kekuatan melalui tekuk badan.

A.4.3.4 Hubungan Dari Komponen Bersendi(Pustaka B dan 11)

Hubungan dari komponen bersendi pada bagianbagianlain dari struktur harus mampu untukmengembangkan kapasitas momen ultimate - putusdalam kolom, dengan memperhitungkan pengaruhpengerasan ulur baja dan keadaan paling buruk daribeban aksial secara bersamaan (umumnya hal iniadalah untuk beban aksial minimum dalam komponenbersendi). Untuk pengadaan pengaku badan profil,beriaku Bagian 7 kecuali bila pelat pengaku badanharus mencakup tinggi penuh antara f lens pada keduasisi badan,dibentuk dan dirapatkan tepat pada flens,dengan lengkungan sesuai radius akar dan dilas suduthanya pada badan profil.

Pada lokasi untuk mana diperlukan sendi plastis,konsentrasi tegangan harus dibatasi sedemikian agartingkat tegangan rata-rata pada setiap penguranganpenampang adalah kurang dari 0.85 kali kekuatanultimate minimum baja yang dispesifikasi. Ketentuanini khusus beriaku bila digunakan hubungan baut yangmenahan momen.

A.4.3.5 Kapasitas Momen dariBagian Bersendi (Pustaka B)

Dalam perencanaan komponen padamana akanterjadi sendi plastis, pengaruh beban aksial dalampengurangan kapasitas momen harus dapat diijinkansesuai dengan Bagian 7.

Beban aksial dalam komponen padamana sendi plastisdapat terbentuk tidak boleh melebihi 0.4 As fy.

A - 31

A.4.3.6 Materials(References B and 11)

It is recommended that the maximum nominal yieldstress of the steel used be not greater than 280MPa. If higher nominal yield stresses are used (butnot exceeding 360 MPa), special considerationshould be given to detailing to minimize weldingproblems. All welding should be carried out in thefabrication shop by qualified welders and all siteconnections should be bolted.

Standard grades of structural steel are generallysatisfactory for simple use with the minimum of welding. Where there is a need to avoid brittlefracture the use of notch ductile steel isrecommended, This is more important with thehigher yield steel.

Metal fatigue should be considered wherever thebasic rolled material is altered by drilling or welding.

Lamellar tearing should also be considered inwelding designs. This is allied with brittle fracturesand is best avoided by good detailing to minimiseweld restraint and use of thinner plates andsections.

The use of high strength bearing bolts is notrecommended due to the possible change of load inthe bolt under cyclic seismic loading.

A.4.4 DESIGN OF STRUCTUREBETWEEN PLASTIC HINGES

A.4.4.1 General(References B, C, 11)

Once the positions of the plastic hinges have beendetermined and these regions detailed to ensure aductile performance, the structure between theplastic hinges becomes statically determinant at theUltimate Limit State. To ensure an overall ductileperformance of the structure, the elements between theplastic hinges can be designed by the usualstrength methods for the forces determined by thecapacities of the plastic hinges, increased by anappropriate margin to make allowance for the probable over-strength of the materials.

The intent here is twofold:

i. To reliably protect the bridge against collapse sothat it will be available for service after a majorshaking.

ii. To localise structural damage to the plastic hingeregions where it can be controlled and repaired.

A.4.3.6 Bahan-bahan(Pustaka B dan 11)

Dianjurkan agar penggunaan tegangan leleh nominalmaksimum dari baja tidak melebihi 280 MPa. Biladigunakan tegangan leleh nominal lebih tinggi (tetapi tidakmelebihi 360 MPa), pertimbangan khusus harusdiberikan pada pembuatan detail sehingga masalahpengelasan seminimal mungkin. Semua pengelasanharus dilaksanakan dibengkel pabrikasi oleh tukang lasberpengalaman dan semua hubungan di lapangan harusdengan baut.

Standar mutu baja struktural umumnya baik untuk penggunaan sederhana dengan pengelasan minimal.Untuk mana diperlukan pencegahan keretakan secaragetas, penggunaan baja daktail adalah dianjurkan, halmana lebih penting untuk baja dengan teganganleleh lebih tinggi.

Kelelahan metal harus dipertimbangkan dimanapunbahan giling dasar diubah oleh pengeboran ataupengelasan.

Terlepasnya lapisan harus juga dipertimbangkan dalamperencanaan pengelasan. Hal ini sehubungan dengankeretakan secara getas dan paling baik dicegah dengandetail yang memadai agar penahanan las adalah minimaldan gunakanlah pelat dan penampang lebih jelas.

Penggunaan baut tegangan tumpuan tinggi tidakdianjurkan mengingat kemungkinan perubahan bebandalam baut pada pembebanan seismik berulang.

A.4.4 PERENCANAAN STRUKTURANTARA SENDI PLASTIS

A.4.4.1 Umum (Pustaka B,C,11)

Sekali lokasi sendi plastis telah ditentukan dandaerah ini didetail untuk menjamin perilaku daktail,struktur antara sendi plastis menjadi statik tertentupada keadaan batas ultimate-putus. Untuk menjaminperilaku daktail keseluruhan struktur, elemen antarasendi plastis dapat direncanakan dengan cara kekuatanumum, untuk gaya-gaya yang ditentukan oleh kapasitassendi plastis, yang ditingkatkan dengan suatu batasanmargin sesuai untuk mengijinkan kemungkinankekuatan lebih dalam bahan-bahan.

Maksudnya dalam hal ini adalah ganda:

i. melindungi jembatan secara pasti terhadapkeruntuhan sehingga tetap dapat digunakansetelah gempa besar.

ii. membatasi kerusakan struktural pada daerah sendiplastis dimana dapat diadakan pengawasan dan perbaikan.

A - 32

In this way the remainder of the structure shouldremain undamaged.

This is especially important for the expensive decksystem which often accounts for much of the bridge value and should therefore be protected.

It is also important for pile systems which are normally not accessible for repair.

This process of designing the structure between the hinges is known as overstrength design. It calls forcare and attention to detail from the designer to besure that no weak points are overlooked.

The most common failures are in the columns and aredue to column shear failure or column plastic hingefailure, or in the transmission of the plastic hingemoments into the super- and sub-structures. Theprovisions of this Article are intended to giveprotection against this and illustrate the generalapproach which the Design Engineer should followthroughout.

A.4.4.2 Strength Reduction Factor (Reference C)

For the purpose of this Article the StrengthReduction Factor for both structural concrete andstructural steel shall be taken as 1.0.

A.4.4.3 Shear (Reference B)

To avoid a non-ductile shear failure of the columns it isnecessary to ensure that the nominal shear strength(i.e KR = 1.0) is greater than the shear strength to be provided should be determined from the followingexpression (see also Figure A.9):

where:

Vcol = shear strength of the column;

M = sum of the bending overstrengths of the hinges resisting lateral loads. Inthe case of longitudinal loading or transverse loading on piers utilizingtwin columns this would be the sumof the bending overstrengths at thetop and bottom of the column. Forsingle stem piers the bendingoverstrength at the bottom only shouldbe used.

Dengan jalan ini struktur sisa dapat bertahan tanpa mengalami kerusakan.

Hal ini khususnya penting untuk sistem bangunanatas yang mahal dan sering merupakan sebagianbesar nilai jembatan dan dengan demikian harusdilindungi.

Hal ini juga penting untuk sistim tiang yang umumnyatidak dapat dicapai untuk perbaikan.

Cara perencanaan struktur antara sendi-sendi dikenalsebagai rencana kekuatan lebih. Hal ini memerlukanperhatian penuh dari Akhli Tehnik Perencana agaryakin bahwa tidak terdapat titik-titik lemah yangdilupakan.

Keruntuhan paling umum adalah dalam kolom-kolom dandisebabkan oleh keruntuhan geser kolom, ataukeruntuhan sendi plasis kolom, atau dalam penyaluranmomen sendi plastis kedalam bangunan atas danbangunan bawah. Pengadaan Artikel ini dimaksudkanuntuk memberi perlindungan terhadap hal-hal tersebut danmenggambarkan pendekatan umum yang harus diikutioleh Akhli Tehnik Prencana.

A.4.4.2 Faktor Reduksi Kekuatan (Pustaka C)

Untuk keperluan artikel ini, faktor reduksi kekuatanuntuk beton struktural maupun baja struktural harusdiambil sebesar 1.0.

A.4.4.3 Geser (Pustaka B)

Untuk mencegah keruntuhan geser tidak daktail darikolom-kolom maka, perlu dijamin bahwa kekuatan gesernominal (yaitu KR = 1.0) adalah lebih besar darikekuatan geser yang diadakan, dan harus ditentukandari rumus berikut What juga Gambar A.9).

dengan:

Vcol = kekuatan geser dari kolom

M° = jumlah kekuatan lentur lebih darisendisendi yang menahan gaya-gaya lateral. Dalam kasus pembebanan longitudinal atau pembebanan transversal padapilar yang menggunakan kolomganda, ini akan menjadi jumlahkekuatan lentur lebih pada tepi atasdan bawah kolom. Untuk pilar kolomtunggal, hanya kekuatan lentur lebihpada tepi bawah harus digunakan.

A - 33

L = clear height of the column in the case of a column in double curvature;he ight tocalculated po in t of contraflexure in thecase of a column in single curvature.

A.4.4.4 Connection of Hinges

The connections of column plastic hinges to the deckand pile systems should be capable of developing theplastic hinge overstrength capacity.

A.4.4.5 Buckling of Columns (Reference B)

The columns should be proportioned as 'short'columns so that the risk of potential buckling underaxial loads is not a critical condition. For thepurpose of determining if a column is short:

the effective length, Le, shall be taken as the distance between plastic hinges;

consideration shall be given to the amount ofhorizontal restraint provided by the deck.

For columns in which plastic hinges can form, the slenderness ration (L/r) should not be greater than:

steel columns .............................................. 60

concrete columns ....................................... 22

A.4.4.6 Instability Effects (Reference B)

As a general rule, P-A effects should be consideredin all sway frame designs. If the lateral

L = tinggi bersih dari kolom untuk kasuskolom dalam lenturan ganda tinggiterhadap titik lawan lentur yang dihitunguntuk kasus kolom dalam lenturantunggal.

A.4.4.4 Hubungan dari Sendi-sendi

Hubungan sendi plastis kolom pada sistim lantai dantiang harus mampu mengembangkan kapasitaskekuatan lebih dari sendi plastis.

A.4.4.5 Tekuk dari Kolom-kolom (Pustaka B)

Kolom-kolom harus di dimensi sebagai kolom"pendek" sehingga risiko tekuk potensial padabeban-beban aksial tidak menjadi keadaan kritikal.Untuk maksud penetuan bila kolom pendek:

panjang efektip, Le, harus diambil sebagai jarakantara sendi plastis;

pertimbangan harus diberikan kepada banyaknya penahan horisontal diadakan olehlantai.

Untuk kolom padamana sendi plastis dapat terbentuk,perbandingan kelangsungan (L/r) tidak bolehmelebihi:

kolom baja ...................................................60

kolom beton ................................................22

A.4.4.6 Pengaruh Ketidak Stabilan (Pustaka B)

Sebagai peraturan umum, pengaruh P-A harusdipertimbangkan dalam semua rencana portal

A - 34

deflection of the frame when the plastic hinges just begin to form induces a load-eccentricity momentgreater than 5 percent of the basic plastic hingemoment, then the flexural strength of the sectionshould be increased to allow for the additionalmoment. This will also mean that the adjoining part ofthe frame which remains elastic will have to beincreased in capacity to withstand the increasedplastic hinge moment capacity.

This P-A effect is of particular importance forsteel frames which can have large post-elasticlateral deflections.

A.4.4.7 Joints (Reference B)

Beam-column joints should be designed to resist theforces caused by axial loads, bending and shearforces in the joining members. Forces in the joint should be determined by considering a free body ofthe joint with the forces on the joint member boundaries properly represented.

Equation (A. 11) should be used to compute theforces in the joining members. For structural steelsections the joint shear should be checked inaccordance with the requirements of clause A.4.3.3where in this case Vw is the resultant shear induced in thejoint.

For reinforced concrete sections the joint shear strength should be entirely provided by transversereinforcement. Where the joint is not confinedadequately (i.e. where minimum pier or pilecapwidth is less than three column diameters) theconfining reinforcement requirements of clauseA.4.2.3 should be satisfied.

Reference 5 contains a detail commentary on jointdesign in ductile reinforced concrete frames.

A.4.4.8 Special Provisions for StructuralConcrete(Reference B)

A.4.4.8.1 Shear

Outside the hinge regions, the spacing of shear reinforcement should not exceed one half of theminimum cross-sectional dimension, or 300 mm.

A.4.4.8.2 Splices in longitudinalReinforcing

Main column reinforcing should be spliced midwaybetween the plastic hinges when these can occur at

bergoyang. Bila lendutan lateral portal untuk manasendi plastis baru mulai membentuk, menimbulkanmomen beban eksentris melebihi 5 % momen dasardari sendi plastis, maka kekuatan lentur penampangharus ditingkatkan untuk mengijinkan momentambahan tersebut. IN juga berarti bahwa bagianantara sambungan portal yang tetap elastis, akanharus ditingkatkan dalam kapasitas untuk menahankapasitas momen sendi plastis yang meningkat.

Pengaruh P-A tersebut adalah khususnya pentinguntuk portal baja yang dapat mempunyai lendutanlateral pasca-elastis yang besar (setelah titik lelehdicapai).

A.4.4.7 Sambungan-sambungan (Pustaka B)

Sambungan gelagar kolom harus direncanakan untukmenahan gaya-gaya akibat beban aksial, gaya-gayalentur dan geser dalam komponen sambungan.Gaya-gaya dalam sambungan harus ditentukandengan mempertimbangkan suatu free body sambungan dengan gaya-gaya pada batas bersamadari komponen yang diwakili secara tepat.

Rumus (A. 11) harus digunakan untuk menghitung gaya-gaya dalam komponen sambungan. Untukpenampang baja struktural, geser bersama harus diperiksa sesuai persyaratan pasal A.4.3.3. Untukmana dalam hal ini VM adalah geser resultantayang terjadi dalam sambungan.

Untuk penampang beton bertulang, kekuatan geser bersama harus sepenuhnya dipikul oleh tulanganmelintang. Bila sambungan tidak cukup diikat (yaitu untukmana lebar pilar atau balok pondasi cap adalahkurang dari 3 kali diameter kolom), persyaratantulangan pengikat dari pasal A.4.2.3 harusdipenuhi.

Pustaka 5 mempunyai penjelasan terperinci untukrencana sambungan dalam portal beton bertulangdaktail.

A.4.4.8 Pengadaan Khusus Untuk BetonStruktural(Pustaka B)

A.4.4.8.1 Geser

Diluar daerah sendi, jarak antara tulangan geser tidakboleh melebihi setengah dari dimensi minimumpenampang, atau 300 mm.

A.4.4.8.2 Sambungan dalam Tulangan Memanjang

Tulangan utama kolom harus disambung padapertengahan antara sendi plastis bila sendi dapat

A - 35

both ends of the column. When hinging can occurat only one end of the column, splices should not be located within a distance of 2 times the maximumcolumn cross-sectional dimension from the end atwhich hinging can occur. Splices must be capableof developing the full strength of the bar in tension.For individual bars, splices should be staggeredwhenever possible.

A.4.4.9 Special Provisionsfor Structural Steel

A.4.4.9.1 Column Splices (References A, B and 11)

Splices in columns should be located within the middle half of the clear column height. The splicesshould be designed to develop the yield load incases of applied moment.

A.4.4.9.2 Connections(References B, 11)

Site welded connections should be avoided wheneverpossible. When necessary, these should be placedaway from the hinge-forming area and designed to remain within elastic stress limits under overstrengthloads.

Site or shop bolted connections should be locatedaway form the hinge areas and be designed to remain within elastic stress limits under the fullloading induced by plastic hinging elsewhere.

High strength friction grip bolts should be used inpreference to all other fasteners, and be designed inaccordance with Section 7.

Stress concentrations, such as re-entrant corners,transverse fillet welds (unless of high quality finish)and one-sided welded cover plates, should beavoided.

A.4.5 DESIGN OF ARTICULATIONS

Connections between the superstructure andabutments, and across joints in the superstructureshall be designed in accordance with Article A.5.2.

terjadi pada kedua ujung kolom. Bila sendi dapaterjadi hanya pada satu ujung kolom, sambungaitidak boleh ditempatkan dalam jarak 2 kali dimen:maksimum penampang kolom terhadap ujunlpadamana sendi dapat terjadi. Sambungan hawmampu mengembangkan kekuatan penuh daibatang dalam tarikan. Untuk batang-batanltersendiri, sambungan harus diselang-seling sedapamungkin.

A.4.4.9 Pengadaan Khusus untuk Baji Struktural

A.4.4.9.1 SambunganKolom(Pustaka A,B dan 11)

Sambungan dalam kolom harus ditempatkan dalarrbatas pertengahan setengah tinggi kolom bersih.Sambungan harus d i rencanakan untuImengembangkan beban leleh dalam kasus momeryang bekerja.

A.4.4.9.2 Hubungan-hubungan (Pustaka 19,111)

Hubungan las dilapangan harus dicegah sedapatmungkin. Bila mungkin, hubungan tersebut harusditempatkan diluar daerah pembentukan sendi dandirencanakan tetap dalam batas tegangan elastis pada beban kekuatan lebih.

Hubungan baut dilapangan atau pabrik harusditempatkan diluar daerah sendi dan direncanakantetap dalam batas tegangan elastis padapembebanan penuh akibat pengaruh sendi plastisdimanap.

Baut pratekan mutu tinggi "friction grip" sebaiknyaharus digunakan daripada semua pengencanglainnya, dan harus direncanakan sesuai denganBagian 7.

Pemusatan tegangan, seperti sudut-sudut dimanagaya masuk kembali, [as sudut transversal (kecualidengan kualitas pengerjaan tinggi) dan pelat tambahan yang dilas pada satu sisi (seperti coverplate), harus dihindari.

A.4.5 RENCANA HUBUNGAN ARTIKULASI

Hubungan antara bangunan atas dan pangkaljembatan, dan melalui sambungan dalam bangunan atas harus direncanakan sesuai ArtikelA.5.2.

A - 36

A. 5 DETAILEDREQUIREMENTS FORTYPE B BRIDGES

A.5.1 GENERAL

The requirements of Articles A.4.1 to A.4.4 for Type A bridges also apply to Type B bridges.

A.5.2 DESIGN OFARTICULATIONS

A.5.2.1 General (References B and C)

Article A.5.2 applies to the design of the connection,or linkages, between the superstructure and theabutments and across temperature movement joints.

The intention of the recommendations is to ensurethat the integrity of the bridge is maintained evenunder overload conditions. Thus the connections inaddition to having sufficient strength should also beductile to prevent the possibility of a brittle failure

It is generally considered advantageous to provide aseparate means of resistance for each principledirection of loading (i.e. vertical, longitudinal andtransverse).

A.5.2.2 Design of Linkages at Abutments

The design of connections including stops shear keysand linkages should be in accordance with ArticleA.3.1. Vertical restraint should be provided inaccordance with clause A.3.1.2.

A.5.2.3 Design of Linkages at Expansion Joints(References B and C)

Expansion joints should be thought of as part of thestructure between the hinges and should bedesigned accordingly for a worst combination offorces which can be generated in them by the plastic hinge mechanism. A failure of the expansionjoint usually means loss of a span and at the sametime the details of these joints are often the mostdifficult to design reliably. A conservative approach istherefore required.

Expansion joins should be detailed to ensure that theresulting damage when detailed clearances are takenup is minimized and restricted to areas which are

A.5 PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK

JEMBATAN TIPE B

A.5.1 UMUM

Persyaratan Artikel A.4.1 sampai A.4.4 untukjembatan Tipe A juga berlaku untuk jembatanTipe B.

A.5.2 RENCANA HUBUNGANARTIKULASI

A.5.2.1 Umum(Pustaka B and C)

Artikel A .5 .2 berlaku untuk perencanaansambungan, atau hubungan, antara bangunanatas dan pangkal jembatan dan melaluisambungan dilatasi suhu.

Maksud anjuran tersebut adalah untuk menjaminbahwa kesatuan jembatan dipelihara maupun padakeadaan beban lebih. Jadi sambungan/hubunganselain harus mempunyai cukup kekuatan juga harus daktail untuk mencegah kemungkinan keruntuhangetas.

Umumnya dipertimbangkan menguntungkan untuk mengadakan pengertian terpisah untuk ketahanandalam tiap arah utama pembebanan (yaituvertikal, longitudinal dan transversal).

A.5.2.2 Rencana Hubunganpada Pangkal Jembatan

Rencana hubungan termasuk gigi geser pengamandan hubungan antara komponen harus sesuaidengan Artikel A.3.1. Ketahanan vertikal harusdiadakan sesuai dengan pasal A.3.1.2.

A.5.2.3 Rencana Hubunganpada Sambungan Dilatasi(Pustaka B dan C)

Sambungan dilatasi harus dipikirkan sebagaibagian struktur antara sendi-sendi dan harusdirencanakan sesuai dengan kombinasi bebanterburuk yang dapat terjadi dalam struktur olehmekanisme sendi plastis. Keruntuhan sambungandilatasi umumnya berarti kehilangan suatu bentangdan pada waktu bersmaan detail sambungan tersebutadalah sering yang paling sulit untuk direncanakansecara baik dan kuat. Dengan demikian diperlukanpendekatan konservatif.

Sambungan dilatasi harus didetail untuk menjaminbahwa kerusakan akibat kehabisan jarak bebasyang telah didetail, adalah minimal dan terbatas pada

A - 37

easily repaired and which will not seriously affecttransport across the bridge. Buffers should beprovided to reduce the effects of impact andsacrificial elements could be used (see Figure A. 10).

Vertical restraint should be provided in accordancewith clause A.3.1.2.

daerah yang mudah diperbaiki dan tidak akanmempengaruhi kelancaran lalu-lintas yang melewatijembatan. Harus diadakan peredam buffer untukmengurangi pengaruh kejut dan dapat digunakanelemen tambahan yang dikorbankan saat terjadigempa (lihat Gambar A.10).

Penahanan arah vertikal harus diadakan sesuaidenaan oasal A.3.1.2.

A - 38

A.6 DETAILED REQUIREMENTS FORTYPE C BRIDGES

(Reference B)

A.6.1 RESTRICTIONS ON LAYOUT

There are no restrictions on the structural type orlayout which may be used for this bridge within thegeneral controls described below:

i. This bridge type is intended for small one or twospan bridges for which the consequences ofoverload have been studied by the designer and are judged acceptable. Therecommendations may also be used for designin the transverse direction of bridges whichhave been classified as Types A or B in thelongitudinal direction. This may be necessary ifanother design criteria (eg debris loading)requires a pier shape which, because of itsaspect ratio, is not practical to detail forductility in the transverse direction. In suchcases the consequences of overload shouldalso be considered by the Design Engineer. Bridge Types A or B should be used inpreference whenever possible.

ii. The philosophy of design is that the bridge should be designed without provision for ductility in the post-elastic range but withsufficient strength to make the risk of seriousdamage acceptably low.

iii. There is no limitation on the structural typewhich may be used.

iv. The necessary longitudinal strength may beprovided by fixing the deck to one or moresupports. Sliding joints may be provided at theother supports if needed.

v. Sufficient transverse strength is provided ateach pier to resist the horizontal earthquakeforces arising from the tributary mass of the supported superstructure.

A.6.2 STRUCTURAL TYPE FACTOR

The Structural Type Factor for a Type C bridge shallhave the value given in Article 2.4.7 of Section 2unless the bridge superstructure is rigidly restrainedto follow the ground motions exactly. The StructuralType Factor for such rigidly restrained Type Cbridges shall be 1.5.

A.6 PERSYARATAN TERPERINCIUNTUK JEMBATAN TIPE C

(Pustaka B)

A.6.1 PEMBATASAN DENAH

Tidak terdapat pembatasan tipe struktural ataudenah yang boleh digunakan untuk jembatantersebut, didalam pengawasan umum yang diuraikandibawah:

i. Tipe jembatan ini dimaksudkan untuk jembatankecil dengan satu atau dua bentang untukmana akibat dari pembebanan lebih telahdipelajari oleh Akhli Tehnik Perencana dandipertimbangkan agar dapat diijinkan. Anjurantersebut boleh juga digunakan untukperencanaan dalam arah transversal jembatanyang telah diklasifikasi sebagai Tipe A atau Bdalam arah longitudinal. Hal ini perlu bilakriteria perencanaan lain (misalnyapembebanan aliran hanyutan) menuntut bentukpilar yang, karena perbandingan aspek, tidakpraktis didetail untuk daktilitas dalam arahtransversal. Dalam kasus tersebut, akibatpembebanan lebih harus juga dipertimbangkanoleh Akhli Tehnik Perencana. Jembatan TipeA atau B harus terutama digunakan sedapatmungkin.

ii. Filsafah perencanaan adalah bahwajembatan harus direncana tanpa pengadaandaklitas dalam daerah pasca-elastis (setelahtitik leleh) tetapi dengan kekuatan memadaiagar membuat risiko kerusakan yang parahcukup rendah.

iii. Tidak terdapat pembatasan tipe struktural yangboleh digunakan

iv. Kekuatan longitudinal yang diperlukan dapatdiadakan dengan menghubungkan lantaikepada satu atau lebih tumpuan. Sambungangeser dapat diadakan pada tumpuan-tumpuanlain bila perlu.

v. Kekuatan transversal memadai diadakan padatiap pilar untuk menahan gaya gempahorisontal yang timbul akibat massa tambahandari bangunan atas yang ditumpu.

A.6.2 FAKTOR TIPE STRUKTURAL

Faktor tipe struktural untuk jembatan Tipe C harusmempunyai nilai yang diberikan dalam Artikel 2.4.7dari Bagian 2, kecuali bangunan atas jembatanadalah tertahan kaku untuk mengikuti gerakan tanahsecara tepat. Faktor tipe struktural untuk jembatantipe C yang tertahan kaku tersebut harus menjadi1.5.

A - 39

A bridge may be considered to be rigidly restrained ifits period is calculated to be less than 0.05 sec. Theperiod calculation must include the effects of flexibility of foundation soils. This will generallydisallow the use of these structures on anything but hard ground.

A.6.3 FOUNDATIONS

Where Type C bridges are founded on a firm soils(see Article 2.4.7 of Section 2) pads, verticalpiles or a combination of both may be used asconvenient.

In some cases layout of the superstructure is suchthat overloading of the superstructure by a large earthquake would cause yielding to occur in the piles (for example, a solid wall type pier on piles). Insuch cases a brittle shear failure of the piles couldoccur and put the bridge out of action unnecessarily.In this situation it is recommended that the use of ductile piles be considered.

A.6.4 INTEGRITY OF CONNECTIONS

Notwithstanding the high load levels used for TypeC Bridges all connections (linkages) should havesome measure of ductility. For example, connectionsusing bolts in tension should be used in preferenceto bolts in shear.

Jembatan dapat dipertimbangkan sebagai tertahankaku bila periode getar diperhitungkan lebih kecil dari0.05 detik. Perhitungan periode harus mencakuppengaruh fleksibilitas tanah pondasi. Hal iniumumnya tidak mengijinkan penggunaan strukturtersebut kecuali dan hanya pada tanah keras.

A.6.3 PONDASI

Untuk mana jembatan tipe C berada padatanah mantap (lihat Artikel 2.4.7 dari Bagian 2)pondasi pelat, tiang vertikal atau kombinasi kedua jenis tersebut dapat digunakan sesuaikeadaan.

Dalam beberapa kasus denah bangunan atas adalah demikian sehingga pembebanan lebih padabangunan atas oleh gempa besar dapatmenyebabkan pelelehan dalam tiang-tiang(sebagai contoh, pilar tembok tipe masip padatiang-tiang). Dalam kasus tersebut, keruntuhangeser getas dari tiang-tiang dapat terjadi danjembatan berada diluar kelayanan, halmana tidak.perlu terjadi. Dalam keadaan tersebut, dianjurkanagar dipertimbangkan penggunaan tiang daktail.

A.6.4 INTEGRITAS DARI HUBUNGANHUBUNGAN

Meskipun tingkatan beban tinggi digunakan untukjembatan tipe C, semua hubungan/sambunganantara komponen harus mempunyai suatu ukurandaktilitas. Sebagai contoh, hubungan yangmenggunakan baut dalam tarikan harus menjadipilihan utama terhadap penggunaan baut dalamgeser.

A - 40

A .7 SOIL LIQUEFACTION

A.7.1 GENERAL

Non Cohesive soils (silts, sands, and gravels) mayrespond to seismic vibration by densifying.

When the soil is saturated, the pore water pressureincreases as the soil skeleton tends to densify andthe effective intergranular forces are reduced tozero causing the soil to become a liquid mass. Thisphenomenon is referred to as liquefaction.

The range of soils most prone to liquefaction as determined in the laboratory and observed in the field are sands whose 50 % grain size lies in the range of 0.02 mm to 2 mm and whose N value(standard penetration test blow count) is below 20blows/300 mm (References D and 12).

Liquefaction results in a very weak (liquid) soil mass which cannot support either vertical orhorizontal loads. The following damage is likely tobe caused:

tilting or large direct settlement due to lossesin strength and bearing capacity failure;

uplift due to buoyancy effect;

lateral movement (which may amount to morethan a metre).

The tendency of soils to liquefy is termedLiquefaction Potential. Two approximate methodsfor determining the liquefaction potential of a soilare given in Article A.7.2.

If liquefaction is likely to occur, then either:

i. The design of the bridge should take into accountthe effects of liquefaction; or

ii. The liquefiable soil should be densified to reducetherisk.

A.7.2 LIQUEFACTION POTENTIAL

A.7.2.1 Simplified Method Based on ChineseBuilding Code Data (References B and 13)

Reference 13 gives details of the following limitationon standard penetration resistance for liquefiablesands which gives a reasonable correlation to adepth of about 15 m:

A.7 KEHILANGAN KEKUATAN TANAH– LIQUEFACTION

A.7.1 UMUM

Tanah tidak kohesip (silt, pasir dan kerikil) dapatmengalami pemadatan akibat getaran seismik.

Bila keadaan tanah jenuh, tekanan air pori meningkatkarena susunan butir tanah cenderung menjadi padat dan gaya efektip antara butir berkurang sampai nol, menyebabkan tanah menjadi massa cair. Keiadian ini dikenal sebagai liquefaction.

Jenis tanah yang paling peka terhadap liquefactionsesuai penentuan di laboratorium dan pengamatan lapangan adalah pasir dengan 50 % dari ukuran butir dalam batas 0.02 mm sampai 2 mm dan dengan nilai N (pengujian penetrasi standar SPT) yang berada dibawah 20 pukulan/ 300 mm (Pustaka D dan 12).

Liquefaction menghasilkan massa tanah sangat lemah (cair) yang tidak dapat mendukung gaya-gayavertikal maupun horisontal. Kerusakan berikutdapat terjadi sebagai akibatnya:

kemiringan atau penurunan besar secaraserentak akibat kehilangan kekuatan dankeruntuhan kapasitas daya dukung

terangkat akibat gejala angkat dalam air

gerakan lateral (yang dapat menjadi lebihbesar dari satu meter)

Kecenderungan tanah untuk mencair dinamakan"Potensial liquefaction". Dua cara pendekatan untuk menentukan potensial liquefaction pada suatutanah diberikan dalam Artikel A.7.2.

Bila liquefaction dapat terjadi, maka salah satu:

i. Rencana jembatan harus memperhitungkanpengaruh kehilangan kekuatan tanah(liquefaction).

ii. Tanah yang dapat mencair (liquefy) harusdipadatkan agar mengurangi risiko.

A.7.2 POTENSIAL LIQUEFACTION

A.7.2.1 Cara Sederhana Berdasarkan DataTata Cara Bangunan di China(Pustaka B dan 13)

Pustaka 13 memberi perincian pembatasan berikut pada ketahanan penetrasi standar untukpasir yang dapat "mencair" yang memebri suatukorelasi wajar sampai kedalaman sekitar 15 m:

A - 41

2

Where:

N c = normalised standard penetration (blowsper 300 mm)

d = depth to sand layer (m) s

d = depth of water table (m) w

N = function of perceived shaking intensityModified Mercalli) as follows:

m

Modified Mercalli Blows per 300 mm Intensity NM

MM VII 6 MM VIII 10 MM 16 IX

The Modified Mercalli scale represents perceivedintensities of shaking which are universally understoodas follows:

MM VII strong shaking, difficult to stand up,damage to poor buildings, serious cracking(ground acceleration = approx. 0.1 g)

MM VIII evere shaking, damage to masonry buildings,chimneys come down, destructive (groundacceleration = approx. 0.2 g )

MM violent shaking general panic, serious damageground crack up, devastating (groundacceleration = approx. 0.4 g)

IX

The field results of standard penetration tests must benormalised as follows before they can be used withEquation (A.12a):

i. Firstly the SPT blow counts, N, obtained in thefield should be normalised to an effeptiveoverburden pressure of 1 ton/sq.ft (or about100 kPa) by using the equation:

where C is shown in Figure A. 11.N

ii. Secondly it should be noted that the referencesare based on SPT tests using the rope and drumprocedure with two turns wrapped around therotating drum (Reference 14). The energydelivered by a hammer controlled by rope anddrum is only about 60 % of that delivered by afree falling weight for 2 turns (or 40 % for 3 turns). Therefore if the

dengan:

N c = penetrasi standar yang dinormalisasi(pukulan per 300 mm)

d = kedalaman sampai lapis pasir (m)s

d w = kedalaman muka air tanah (m)

N = fungsi dari intensitas goncangan yangdirasakan (Modified Mercalli) sebagaiberikut:

m

Modified Mercalli Blows per 300 mm Intensity NM

MM 6 VII

MM 10 VIII

MM 16 IX

Skala Modified Mercalli mewakili intensitasgoncangan yang dirasakan dan pengertian universaladalah sebagai berikut:

MM VII goncangan besar, sulit berdiri, kerusakanpada bangunan lemah, retakan besar (percepatan tanah = sekitar 0.1 g)

MM goncangan lebih besar,kerusakanbangunan pasangan batu, cerobongasap jatuh, merusak (percepatan tanah= sekitar 0.2 g)

VIII

MM goncangan sangat besar, panik secaraumum, kerusakan besar, retakan tanah,sangat merusak (percepatan tanah =sekitar 0.4 g)

IX

Hasil lapangan dari pengujian penetrasi standarharus dinormalisasi sebagai berikut sebelum dapatdigunakandalam rumus (A. 1 2a):

i. Pertama, nilai pukulan SPT , N yang diperolehdilapangan harus dinormalisasi terhadap suatutekanan tanah efektip sebesar 1 ton/ft2 (atausekitar 100 kPa) dengan menggunakan rumus:

dengan C„ diberikan dalam Gambar A. 11.

ii. Kedua, harus diperhatikan bahwa Pustakaberdasarkan pengujian SPTyang menggunakancara "tali dan drum" dengan dua ikatan kelilingdrum berputar (Pustaka 14). Energi yangdihasilkan oleh palu dikendalikan oleh tali dandrum adalah hanya sekitar 60 % terhadapyang dihasilkan oleh beban jatuh bebas untuk 2 ikatan keliling (atau 40 % untuk 3 ikatan

A - 42

2

SPT's were carried out using a trip hammerwhich allows free fall, the results should beincrease by a factor of 1.6 before carrying out the overburden correction, CN.

The normalised N, values are compared with NC to determine the risk of liquefaction.

A.7.2.2 Method Based on Cyclic Stress RatioAnalysis(References C and D)

Liquefaction Potential may also be determined from the liquefaction resistance factor, F, (Reference D)given by:

where:

RL = resistance of soil elements to dynamicloading, given by:

keliling). Dengan demikian bila SPT telahdilaksanakan dengan penggunaan palu yangmengijinkan jatuh bebas, hasil-hasilnya harusditingkatkan dengan faktor 1.6 sebelumdilaksanakan koreksi terhadap tekanan tanahefektip CN.

Nilai N, yang dinormalisasi dibandingkan dengan Nauntuk menentukan risiko liqefaction.

A.7.2.2 Cara Berdasarkan AnalisaPerbandingan Tegangan Berulang(Pustaka C dan D)

Potensial liquefaction dapat ditentukan juga dari faktorketahanan liquefaction, FL (Pustaka D) diberikan oleh :

dengan:

RL = ketahan elemen tanah terhadappembebanan dinamik, diberikan oleh:

in which RD depends on the grain size of untuk mana RD tergantung pada ukuran

A - 43

The sand as follows :

D50 is defined as the particle size that represents 50 % by weight on the cumulativeparticle size distribution curve of the sand. Anysand that has a D50 value between 0.02mm and 2.0 mm should be consideredvulnerable to liquefaction.

rc = the cyclic shear stress ratio defined as:

where:

o = total overburden pressure on sand layer;

'o = effective overburden pressure on sand

layer;

rd = stress reduction factor given by:

where d, is the depth (m) to the sandlayer.

Sand layers having a liquefaction resistance factor,F1, less than 1.0 are judged to liquefy during earthquakes.

D50 ditetapkan sebagai ukuran butir yangmewakili 50 % dari berat pada kurvapembagian ukuran butir kumulatip pasir.Setiap pasir yang mempunyai suatu nilai D50antara 0.02 mm dan 2.0 mm harusdipertimbangkan sebagai peka terhadapliquefaction.

r, = perbandingan tegangan geser berulangditentukan sebagai:

dengan:

o = tekanan tanah total pada lapis pasir

'o = tekanan tanah efektip pada lapis pasir

rd = faktor reduksi tegangan diberikan oleh:

dengan d, sebagai kedalaman (m)terhadap lapis pasir.

Lapisan-lapisan pasir yang mempunyai faktorketahanan liquefaction, FL, kurang dari 1.0 dianggapdan dipertimbangkan akan mencair (liquefy)selama gempa

A - 44

A.8 BASE ISOLATION AND MECHANICALDAMPERS

A.8.1 GENERAL

The response of bridges during a severe earthquakecan be reduced by modifying the support conditions asfollows:

i. Provide base isolation devices to increase thenatural period of the structure;

ii. provide mechanical dampers to increase the amount of structural damping in the system.

Sub-section A.8 is based on References B and C, and is intended to be informative only. Theanalytical techniques required to evaluate the effectiveness of base isolation or mechanical damping should only be carried out under the guidance of a Design Engineer with specialisedknowledge and experience.

A.8.2 BASE ISOLATION

The system of "base isolation" generally comprises twobasic elements:

i. The structure is supported on flexible mountingsto isolate it from the greatest disturbingmotions at the likely predominant earthquakeground motion frequencies, and

ii. Sufficient extra damping is introduced into the system to reduce resonance effects and keepdeflections within acceptable limits.

Flexible mountings include elastomeric and sliding or rollerbearings.

The introduction of flexible mountings will increasethe natural period of the structure as shown inFigure A. 12 reproduced from Reference B.

Strong motion accelerograms recorded in areas ofhard rock or stiff alluvial soil typically have a predominant period of the order of 0.3 sec, asillustrated by the spectrum for the El Centro 1940N-S record. Addition of flexible mountings to a stiffstructure (i.e. with a period in the range of 0.3 sec.)will dramatically reduce the acceleration response to suchan earthquake.

However, soft soils and other factors may alter thecharacteristics of an earthquake so that the predominantresponse occurs at longer periods. An example ofsuch an earthquake is the Bucharest

A.8 SOLASI DASAR DANPEREDAM MEKANIKAL

A.8.1 UMUM

Respons jembatan selama gempa besar dapat dikurangi dengan modifikasi pada keadaan tumpuansebagai berikut:

i. Pengadaan perlengkapan isolasi dasar untukmeningkatkan periode getar alami dari struktur.

ii. engadaan peredam mekanikal untukmeningkatkan besaran redaman strukturaldalam sistim.

Bab A.8 adalah berdasarkan Pustaka B dan C, dandimaksudkan hanya sebagai informasi. Teknik analisayang diperlukan untuk evaluasi efektivitas isolasidasar atau peredam mekanikal hanya bolehdilaksanakan dibawah pengawasan Akhli TehnikPerencana dengan pengetahuan dan pengalamankhusus.

A.8.2 ISOLASI DASAR

Sistim "Isolasi Dasar" umumnya terdiri dari dua elemendasar:

i. Struktur didukung pada, dudukan fleksibel untukmenyekat terhadap gangguan gerakanterbesar pada frekuensi pradominan gempa dangerakan tanah yang dapat terjadi, dan

ii. Diadakan cukup redaman tambahan kedalamsistim untuk mengurangi pengaruh resonansidan menahan lendutan dalam batas ijin.

Dalam dudukan fleksibel termasuk perletakanelastomer dan geser atau rol.

Pengadaan dudukan fleksibel akan meningkatkanperiode waktu getar alami dari struktur sepertiditunjukan dalam Gambar A. 12 yang diambil dariPustaka B.

Akselerogram gerakan kuat yang direkam dalamdaerah batuan keras atau tanah aluvial kakumempunyai ciri periode pradominan sekitar 0.3detik, seperti digambarkan oleh spektra rekaman EICentro 1940 N-S. Penambahan dudukan fleksibelpada suatu struktur kaku (yaitu dengan periodewaktu getar sekitar 0.3 detik) akan sangatmengurangi respons percepatan terhadap gempatersebut.

Bagaimanapun, tanah lunak dan faktor lain dapatmengubah karakteristik suatu gempa sedemikian,sehingga respons pradominan terjadi pada periodewaktu getar lebih panjang. Suatu contoh untuk

A - 45

1977 record, also shown in Figure A.12. For thisearthquake the introduction of flexible mountingscould increase the structure's response.

Flexible mountings commonly used include laminatedrubber (elastimeric) bearings and sliding bearingsconsisting of PTFE (Teflon) on stainless steel.

A.8.3 MECHANICAL DAMPERS

Mechanical dampers are usually used in conjunctionwith base isolation to control bridge displacements at low horizontal loads. Mechanical dampers use thereliable yielding properties of either mild steel orlead to provide:

i. elastic resistance to serviceability level lateralloads, such as strong winds and traffic loads;and

ii. protection from the larger seismic loads by thedevice yielding.

Traditional viscous dampers or dash pots may alsobe used, but they require regular maintenance to be effective.

A.8.4 APPLICATION TO BRIDGES

The following are bridge applications where baseisolation and energy dissipating devices are mostlikely to be effective:

gempa tersebut adalah rekaman Bucharest 1977,juga ditujukan dalam Gambar A.12. Untuk gempatersebut, pengadaan dudukan fleksibel dapatmeningkatkan respons struktur.

Dudukan fleksible yang umumnya digunakanmencakup perletakan laminasi karet (elastomer) dan perletakan geser yang terdiri dari PTFE (Teflon) padabaja tidak berkarat.

A.8.3 PEREDAM MEKANIKAL

Peredam mekanikal umumnya digunakansehubungan isolasi dasar untuk mengendalikansimpangan jembatan pada beban horisontal yangrendah. Peredam mekanikal menggunakan besaran-besaran leleh, yang pasti dari baja lunak atau timahuntuk mengadakan:

i. ketahanan elastis terhadap beban lateral dalamtingkatkan kelayanan, seperti angin kencangdan beban lalu-lintas, dan

ii. perlindungan terhadap beban seismik lebihbesar dengan perlelehan pada perlengkapanredaman.

Peredam tradisional sistim viskositas (viscous) ataupemencaran (dash pots) boleh digunakan juga, tetapi tipetersebut memerlukan pemeliharaan rutin agar tetapefektip.

A.8.4 PENERAPAN PADA JEMBATAN

Yang berikut adalah penerapan jembatan untukmana perlengkapan isolasi dasar dan penyerapanenergi dapat menjadi efektip:

A - 46

i. In regions of high seismicity.

ii. In bridges with stiff substructures, the forces transmitted from the superstructures can belimited by dissipating devices.

iii. Dissipating devices may also be used betweenthe substructure and the superstructure whereit is not practical to provide a flexible or flexurally yielding substructure.

The main potential for economic advantage lies in:

(a) possible savings in abutment separationrequirements and joint details as a result ofreduced superstructure defections;

(b) redistribution and reduction of seismic forceson the substructure (for example, control of seismic forces through energy dissipatingdevices at strong abutments rather than byductile yielding of piers);

(c) improvement of structural integrity by making decks continuous and concentrating the seismic loads at the joints most likely toaccommodate them;

(d) use of non-ductile components;

(e) greater damage control.

A.8.5 MINIMUM DESIGN REQUIREMENTS FOR BRIDGES INCORPORATINGMECHANICAL ENERGY DISSIPATORS

The arrangement of mechanical energy dissipatorsshould satisfy the following criteria:

i. The performance of the devices to be usedshall be substantiated by tests.

ii. A suitable design earthquake should beselected taking due account of local siteconditions. A dynamic time history analysisshould be done using this earthquake to provethe effectiveness of the arrangement.

iii. The degree of protection against yielding ofthe structural members should be at leastas great as that implied in Sub-section A.2.

iv. The structure and arrangement ofdissipators should be detailed to ensure that it will behave

i. Dalam daerah seismisitas tinggi.

ii. Pada jembatan dengan bangunan bawah kaku,gaya yang disalurkan dari bangunan atas dapatdibatasi dengan perlengkapan penyerapanenergi.

iii. Perlengkapan penyerapan energi dapat jugadigunakan antara bangunan bawah danbangunan atas untuk mana tidak praktis biladiadakan bangunan bawah yang fleksibel atau dengan pelelehan lentur.

Potensial utama untuk keuntungan ekonomis adalahdalam:

(a) kemungkinan penghematan dalampersyaratan pemisahan pangkal jembatandan detail sambungan sebagai hasil dariberkurangnya lendutan bangunan atas;

(b) pembagian ulang dan pengurangan reduksigaya-gaya seismik pada bangunan bawah(sebagai contoh, pengendalian gaya-gayaseismik melalui perlengkapan penyerapanenergi pada pangkal yang kuat, daripadadengan pelelehan daktail dari pilar-pilar);

(c) meningkatkan integritas struktural denganmembuat lantai menerus dan memusatkan beban seismik pada sambungan-sambunganyang mampu menerimanya;

(d) penggunaan komponen tidak daktail;

(e) pengendalian kerusakan lebih baik.

A.8.5 PERSYARATAN MINIMUM UNTUKRENCANA JEMBATAN DENGANPERLENGKAPAN PENYERAPANENERGI MEKANIKAL (DISSIPATOR)

Rancangan perlengkapan penyerapan energi(dissipator) mekanikal harus memenuhi kriteria berikut:

i. Perilaku perlengkapan yang akan digunakanharus dibuktikan dengan pengujian.

ii. Gempa rencana yang sesuai harus dipilihdengan memperhitungkan keadaan setempatdilapangan. Suatu analisa dinamik riwayatwaktu (time history) harus dilaksanakandengan menggunakan gempa rencana untukmenguji efektivitas rancangan tersebut.

iii. Tingkat pengamanan terhadap pelelehan komponen struktural harus paling sedikitsebesar yang ditentukan dalam Bab A.2.

iv. Struktur dan rancangan perlengkapanpenyerapan energi harus didetail agar

A - 47

in a controlled manner in case an earthquakegreater than the design earthquake occurs.

menjamin bahwa berperilaku secara terkendali bilaterjadi gempa lebih besar dari gempa rencana.

A - 48

26 May 1992

REFERENCESPUSTAKA

GENERAL SOURCE DOCUMENTSDOKUMEN SUMBER UMUM

A. R.I. Ministry of Public Works: "Methodology of Earthquake Resistant design of Highway Bridges" Draftproduced by the Standing Committee, 17 October 1990.

B. Papua New Guinea Department of Works: "Earthquake Engineering for Bridges in Papua New Guinea - 1985Revision" Port Moresby, 1985.

C. Huizing,J.B.S. et al: "Seismic design of Bridges" Bridge Committee of the New Zealand National Society forEarthquake Engineering, published as Road Research Unit Bulletin 56 (ISSN 0549-0030), National Roads Board, Wellington 1981.

D. Japan Society for Civil Engineers: "Earthquake Resistant Design for Civil Engineering Structures in Japan" Tokyo,1984.

E. Beca Carter Hollings & Ferner Ltd: "Indonesian Earthquake Study - Volume 6, Manual for the Design of NotrmalReinforced Concrete and Reinforced Masonry Structures" Report prepared under the New Zealand BilateralAssistance Programme, Jakarta, November 1981.

SELECTED REFERENCESPUSTAKA TERPILIH

1. Transportation Research Board: "Earthquake-Induced Dynamic Response of Bridges and Bridge Foundations"Transportation Research Record No 579, Washington D.C. 1976.

2. Directorate General of Highways (Bina Marga), R.I. Ministry of Public Works: "Earthquake Resistant Design ofHighway Bridges" Jakarta, April 1983

3. Dowrick, D.J. "Earthquake Resistant Design for Engineers and Architects" second edition, John Wiley & Sons,1987.

4. American Concrete Institute: "Recommendations for Design of Beam-column Joints in MonolithicReinforced Concrete Structures" prepared by ACI-ASCE Committee 352; ACI Journal, Proc. V 73, No 5, July1976.

5. Mononobe, N.: "Earthquake proof Construction of Masonry Dams", Proc. World Engineering Conference, vol 9,p 275, 1929.

6. Okabe, S.: "General Theory of Earth Pressures", J. Japanese Society of Civil Engineers, vol 12, No. 1, 1926.

7. Ministry of Works and Development New Zealand: "Highway Bridge Design Brief", April 1975

8. Richards R. and Elms D.G.: "Seismic Behaviour of Gravity Retaining Walls", Journal of the GeotechnicalEngineering Division, Proc. A.S.C.E., Vol 105, No GT4, April 1979.

9. Ministry of Works and Development New Zealand: "Reinforced Earth - Notes on Design and Construction",Supplement to C.D.P. 702 C, 1973, June 1980.

10. Standards Association of New Zealand: "Code of Practice for the Design of Concrete Structures", NZS 3101 :Part 1, 1982.

11. Standards Association of New Zealand: "Steel Structures Code - Part 1", NZS 3404:Part 1, 1989.

12. Seed H.B. and Idriss I.M.: "Influence of Ground Conditions on Ground Motions During Earthquakes", A.S.C.E.,Journal of Soil Mechanics and Foundation Div.,Vol 95, No SM1, January 1969.

A - 48 BRIDGE DESIGN CODE : APPENDIX A – DETAILED EARTHQUAKE DESIGN

26 May 1992

13. Seed H.B.: "Soil Liquefaction and Cyclic Mobility Evaluation for Level Ground During Earthquakes", A.S.C.E.,Journal of the Geotechnical Div., Vol 105, No GT2, February 1979.

14. Seed H.B., Idriss I.M. and Arango I.: "Evaluation of Liquefaction Potential Using Field Performance Data", A.S.C.E.,Journal of the Geotechnical Div, Vol 109, No 3, March 1983.

A - 49 BRIDGE DESIGN CODE : APPENDIX A – DETAILED EARTHQUAKE DESIGN

DEPARTEMEN PEKERJAAN UMUMDIREKTORAT JENDERAL BINA MARGADIREKTORAT BINA PROGRAM JALAN


PENJELASAN

BAGIAN 1

PERSYARATAN UMUM PERENCANAAN

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODESECTION 1 - GENERAL DESIGN REQUIREMENTS 15 OCTOBER 1992

DOCUMENT No. BMS7 - K1

COMMENTARY: BRIDGE DESIGN CODE PENJELASAN: PERATURA N PERENCA NAA N TEKNIK

JEMBATAN

SECTION 1 - GENERAL DESIGN REQUIREMENTS BAGIAN 1 - PERSYARATAN UMUM PERENCANAAN

SUMMARY OF CONTENTS IKHTISAR DAFTAR ISI

TABLE OF CONTENTS ........................................................................................................................................K1-i DAFTAR ISI .............................................................................................................................................................K1-iii

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL .....................................................................................................................................................K1-v

K1.1 INTRODUCTION PENDAHULUAN .................................................................................................................................K1-1

K1.2 GENERAL PRINCIPLES OF DESIGN DASAR-DASAR UMUM PERENCANAAN .....................................................................................K1-7

K1.3 QUALITY ASSURANCE JAM/NAN MUTU ................................................................................................................................K1-11

K1.4 WATERWAY REQUIREMENTS PERSYARA TAN JALAN A/R ............................................................................................................K1 -13

K1.5 GEOMETRIC REQUIREMENTS PERSYARATAN GEOMTR/K ............................................................................................................K1-17

K1.6 TRAFFIC BARRIERS PENGHALANG LALUL/NTAS .........................................................................................................K1 -21

K1.7 PEDESTRIAN BARRIERS PENGHALANG UNTUK PEJALAN KAKI .......................................................................................K1-25

K1.8 SEISMIC REQUIREMENTS PERSYARATAN TA HAN GEMPA ....................................................................................................K1 .26

K1.9 MAINTENANCE REQUIREMENTS PERSYARATAN-PERSYARATAN PEMEL/HARAAN .....................................................................K1-27

K1.10 UTILITIES PRASARANA UMUM ........................................................................................................................K1-28

REFERENCES ..........................................................................................................................................................K1-29

TABLE OF CONTENTS K1.1 INTRODUCTION

K1.1.1 PURPOSE ........................................................................................................................K1 - 1 K1.1.2 DESIGN RESPONSIBILITY AND CERTIFICATION ........................................................K1 - 1 K1.1.3 SCOPE

General ...........................................................................................................K1 - 1 Commentary ....................................................................................................K1 - 2 Organization of Code ......................................................................................K1 - 2 Cross-reference ..............................................................................................K1 - 2

K1.1.3.1K1.1.3.2K1.1.3.3K1.1.3.4K1.1.3.5 New Materials and Methods.............................................................................K1 - 2

K1.1.4 UNITS OF MEASUREMENT ...................................................................................................K1 - 3 K1.1.5 ROAD CLASSIFICATION

K1.1.5.1 Functional Classification by Government Regulation ...............................................K1 - 4 K1.1.5.2 Design Classification of Roads .................................................................................K1 - 4

K1.1.6 GLOSSARY ......................................................................................................................K1 - 5 K1 . 1.7 SYMBOLS ........................................................................................................................K1 - 6

K1.2 GENERAL PRINCIPLES OF DESIGN

K1.2.1 BASIS OF DESIGN General ...........................................................................................................K1 - 7 K1.2.1.1

K1.2.1.2K1.2.1.3K 1.2.1.4 K1.2.1.5

Ultimate Limit States .......................................................................................K1 - 7 Serviceability Limit States ...............................................................................K1 - 7 Working Stress Design ....................................................................................K1 - 7 Methods of Analysis ........................................................................................K1 - 8

K1.2.2 VERIFICATION OF STRUCTURAL ADEQUACY ............................................................K1 - 8 K1.2.3 DESIGN LIFE ...................................................................................................................K1 - 8

K1.3 QUALITY ASSURANCE

K1.3.1 DESIGN PROCEDURES .................................................................................................K1 - 11K1.3.2 CALCULATIONS ..............................................................................................................K1 - 11 K1.3.3 DRAWINGS ......................................................................................................................K1 - 11 K1.3.4 SPECIFICATIONS ............................................................................................................K1K1.3.5 DESIGN CHECKING

General ...........................................................................................................K1Definitions .......................................................................................................K1

- 11

- 11 - 11

K1.3.5.1K1.3.5.2K1.3.5.3K1.3.5.4

Responsibility for Checking .............................................................................K1 - 11 Requirements for Checking .............................................................................K1 - 12

K1.4 WATERWAY REQUIREMENTS

K1.4.1 GENERAL .........................................................................................................................K1 - 13 K1.4.2 FIELD INVESTIGATIONS .................................................................................................K1 - 13 K1.4.3 PIERS AND ABUTMENTS ......................................................................................................K1 - 13 K1.4.4 VERTICAL CLEARANCE ........................................................................................................K1 - 13 K1.4.5 ESTIMATION OF DESIGN FLOODS ......................................................................................K1 - 14K1.4.6 DEBRIS .............................................................................................................................K1 - 14 K1.4.7 STREAM IMPROVEMENT WORKS .......................................................................................K1 - 14 K1.4.8 DESIGN FOR SCOUR AND RELATED FACTORS

Estimation of Scour Depth ..............................................................................K1 - 14 K1.4.8.1K1.4.8.2K1.4.8.3

Degradation ....................................................................................................K1 - 14 Protection Against Scour .................................................................................K1 - 15

K1.4.9 SECONDARY STRUCTURES ................................................................................................K1 - 15 K1.4.10 AIR VENTS

K1.4.10.1K 1.4.10.2 K 1.4.10.3

Scope ..............................................................................................................K1Size and Number of Air Vents .........................................................................K1Location ..........................................................................................................K1

GEOMETRIC REQUIREMENTS

K1.5.1 WIDTH OF STRUCTURES

K1.5

K1.5.1.1K1.5.1.2K1.5.1.3

General ...........................................................................................................K1Width of Roadway ...........................................................................................K1Width of Sidewalk ............................................................................................K1

- 15 - 15 - 16

-1 7 - 17 -1 7

DAFTAR ISI K1.1 PENDAHULUAN .................................................................................................................................. K1 - 1

K1.1.1 MAKSUD DAN TUJUAN ................................................................................................... K1 - 1 K1.1.2 PENGESAHAN DAN TANGGUNG JAWAB PERENCANAAN .............................................. K1 - 1 K1.1.3 RUANG LINGKUP

K1.1.3.1 K1.1.3.2 K1.1.3.3 K1.1.3.4 K1.1.3.5

Umum .............................................................................................................Penjelasan ........................................................................................................Susunan Peraturan ..........................................................................................Rujukan Balik/Silang ........................................................................................Bahan dan Cara Baru ......................................................................................

K1 - 1 K1 - 2 K1 - 2 K1 - 2 K1 - 2

K1.1.4 SATUAN-SATUAN UKURAN .......................................................................................... K1 - 3 K1.1.5 KELAS JALAN

K1.1.5.1 Klasifikasi Fungsional menurut Peraturan Pemerintah .................................. K1 - 4 K1.1.5.2 Kelas Rencana Jalan ........................................................................................K1 - 4

K1.1.6 IKHTISAR ............................................................................................................................K1 - 5 K1.1.7 NOTASI ..................................................................................................................... K1 - 6

K1.2 DASAR-DASAR UMUM PERENCANAAN K1.2.1 DASAR PERENCANAAN

K1.2.1.1 Umum ............................................................................................................. K1 - 7 K1.2.1.2 Keadaan Batas Ultimate ...................................................................................K1 - 7 K1.2.1.3 Keadaan Batas Daya Layan .............................................................................K1 - 7 K1.2.1.4 Perencanaan Tegangan Kerja ...........................................................................K1 - 7 K1.2.1.5 Metode Analisa ................................................................................................K1 - 8

K1.2.2 PEMBUKTIAN KECUKUPAN STRUKTURAL .............................................................................K1 - 8 K 1. 2.3 UMUR RENCANA .........................................................................................................................K1 - 8

K1.3 JAMINAN MUTU K1.3.1 CARA PERENCANAAN ........................................................................................................K1 - 11 K1.3.2 PERHITUNGAN-PERHITUNGAN ..........................................................................................K1 - 11K1.3.3 GAMBAR-GAMBAR .............................................................................................................K1 - 11 K1.3.4 SPESIFIKASI ........................................................................................................................K1 - 11 K1.3.5 PEMERIKSAAN PERENCANAAN

K1.3.5.1 Umum ........................................................................................................... K1 - 11 K1.3.5.2 Definisi ........................................................................................................... K1 - 11 K1.3.5.3 Tanggung Jawab Pemeriksa .......................................................................... K1 - 11 K1.3.5.4 Persyaratan untuk Pemeriksaan ................................................................... K1 - 12

K1.4 PERSYARATAN JALAN AIR K1.4.1 UMUM ................................................................................................................................K1 - 13 K 1.4.2 PENYELIDIKAN LAPANGAN ............................................................................................... K1 - 13 K 1.4.3 PILAR DAN KEPALA JEMBATAN ..........................................................................................K1 - 13 K1.4.4 RUANG BEBAS VERTIKAL ...................................................................................................K1 - 13 K 1. 4.5 PERKIRAAN BANJIR RENCANA ..........................................................................................K1 - 14 K 1.4.6 SAMPAH/BENDA HANYUTAN ............................................................................................K1 - 14 K 1.4.7 PEKERJAAN PERBAIKAN ALIRAN ......................................................................................K1 - 14 K1.4.8 PERENCANAAN UNTUK PENGGERUSAN DAN FAKTOR-FAKTORNYA

K1.4.8.1 Perkiraan Kedalaman Gerusan ........................................................................K1 - 14 K1.4.8.2 Degradasi .........................................................................................................K1 - 14 K1.4.8.3 Pengamanan Terhadap Gerusan ......................................................................K1 - 15

K1.4.9 BANGUNAN-BANGUNAN SEKUNDER ................................................................................K1 - 15 K1.4.10 LUBANGANGIN

K 1.4.10.1 Lingkup .............................................................................................................K1 - 15 K1.4.10.2 Ukuran dan Jumlah Lubang Angin K1 - 15 K 1.4.10.3 Lokasi ...............................................................................................................K1 - 16

K1.5 PERSYARATAN GEOMETRIK K1.5.1 LEBAR BANGUNAN

K1.5.1.1 Umum ................................................................................................................K1 - 17 K1.5.1.2 Lebar Jalan .......................................................................................................K1 - 17 K1.5.1.3 Lebar Trotoar ....................................................................................................K1 - 17

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL

Table K1.1 Table K1.1

Basic Engineering Units in the SI System Satuan Teknik Dasar dalam Sistim S1 ........................................................K 1 - 4

Table K1.2 Tabel K1.2

Non-SI Units of Practical Importance Satuan Bukan-Sl untuk Kepentingan Praktis ................................................K1 - 5


Return Periods Periode Wang ..................................................................................................K1 - 9

Table K1.4 Tabe/ K1.4

Values of NVM0NiMai M/M ...................................................................................................... K1 - 10


Performance Levels Tingkat Kinerja .............................................................................................. K1 - 22


Performance Level Criteria Ref. 8 Kriteria Tingkat Kinerja Pustaka 8 ............................................................ K 1 - 22

SECTION K1

GENERAL DESIGN REQUIREMENTS

K1.1 INTRODUCTION

K1.1.1 PURPOSE

The purpose of this Commentary is to assist in the useand interpretation of the Bridge Design Code. It contains additional material to provide:

explanation of obscure parts of the Code

examples of use of the Code

references to source documents and otherbackground information. These references arelisted at the end of each relevant section of theCommentary.

K1.1.2 DESIGN RESPONSIBILITY ANDCERTIFICATION

The purpose of this clause is to make sure that bridgedesigns are carried out or supervised by engineers withsufficient knowledge and experience. It is not necessarythat a Design Engineer check the work of hissubordinates in great detail, but a reasonable amount ofchecking is required because the Design Engineer mustbe prepared to take legal responsibility for this work.

This clause also extends the Design Engineer'sresponsibility into the areas of initial investigation and construction supervision. Again, it is not necessary thatthe Design Engineer carries out this work himself, but hemust be satisfied that those responsible for the work willcarry out to the required standard.

K1.1.3 SCOPE

K1.1.3.1 General

The usual upper limit on span length for "standard"codes is about 100 m. For longer spans it may benecessary to carry out special studies on:

likely traffic loads

dynamic effect of wind gusts

BAGIAN K1

PERSYARATAN UMUMPERENCANAAN

K1.1 PENDAHULUAN

K1.1.1 MAKSUD DAN TUJUAN

Maksud Penjelasan ini adalah untuk membantupenggunaan dan pengertian Peraturan PerencanaanJembatan. Ini mencakup bahan tambahan yangmenyediakan:

penjelasan bagian peraturan yang kurang jelas

contoh penggunaan Peraturan

pustaka dari dokumen sumber dan keteranganlatar belakang lain. Pustaka tersebut tercanturnpada akhir tiap bagian relevan dari Penjelasan

K1.1.2 PENGESAHAN DAN TANGGUNGJAWAB PERENCANAAN

Maksud pasal ini adalah untuk meyakinkan bahwarencana jembatan dilaksanakan atau diawasi olel akhliteknik dengan cukup pengetahuan dan pengalaman.Tidak perlu bahwa Akhli Teknik Perencana memeriksapekerjaan asistennya secara amat mendetail, tetapipemeriksaan secara wajai diperlukan karena AkhliTeknik Perencana harus siar menanggung tanggungjawab yang sah untuk pekerjaan tersebut.

Pasal ini juga meliputi tanggung jawab Akhli TeknikPerencana kedalam bidang penyelidikan permulaan dan pengawasan pelaksanaan. Juga tidak perlu bahwa AkhliTeknik Perencana melaksanakan pekerjaan tersebutsendiri, tetapi ia harus yakin bahwa mereka yangbertanggung jawab atas pekerjaan tersebut akanmelaksanakannya sesuai standar yang disyaratkan.

K1.1.3 RUANG LINGKUP

K1.1.3.1 Umum

Batas atas yang umum untuk panjang bentang dalamperaturan "standar" adalah sekitar 100 m. Untukbentang Iebih panjang mungkin perlu agar melakukanpengkajian khusus untuk:

beban lalu lintas yang dapat terjadi

pengaruh dinamik dari arus angin

K1 - 1

seismic effects.

K1.1.3.2 Commentary

i. Numbering system:The clause numbering system corresponds to thesystem used in the Code so that, for example,clause 3.2.1 of the Commentary containscomments on clause 3.2.1 of the Code. If thereare no comments for a particular clause of the Code, it will still be listed in the Commentary as"no commentary" so that there are no gaps.

Generally, clause titles in the Commentary will bethe same as the Code.

Numbering of figures and tables in theCommentary does not correspond at all to the numbering in the Code. This is because the figures and tables in the Commentary aregenerally unrelated to those in the Code. Toavoid confusion, figure and table numbers usedin the Commentary have the prefix "K".

ii. References:References are divided into:

selected references which are referred tospecifically in the text of the Commentary

general source documents which are notreferred to in the text.

The general source documents have been usedextensively in preparation of the Code andCommentary and it is not considered necessaryto annotate the many instances where they areused for reference.

K1.1.3.3 Organization of Code

No commentary.

K1.1.3.4 Cross-references

The use of standard terms for cross-referencing withinthe Code will help to reduce some of its apparentcomplexity.

K1.1.3.5 New Materials and Methods

No commentary.

pengaruh seismik

K1.1.3.2 Penjelasan

i. Sistim penomoran:Sistim penomoran pasal sesuai dengan sistim yang digunakan dalam Peraturan sehingga,untuk contoh, pasal 3.2.1 dari Penjelasanmengandung keterangan untuk pasal 3.2.1 dari Peraturan. Bila tidak terdapat keterangan untukpasal tertentu dari Peraturan, ini akan tetaptercantum dalam Penjelasan sebagai "tidak perlupenjelasan" sehingga tidak terjadi kekosongan.

Umumnya judul pasal dalam Penjelasan akansama dengan Peraturan.

Penomoran gambar dan tabel dalam Penjelasansama sekali tidak sama dengan penomorandalam Peraturan. Hal ini disebabkan karenagambar dan tabel dalam penjelasan umumnyatidak berkaitan dengan yang terdapat dalamPeraturan. Untuk mencegah salah faham, nomorgambar dan tabel yang digunakan dalamPenjelasan didahului dengan "K".

ii. Pustaka:Pustaka dibagi dalam:

pustaka pilihan yang khusus ditunjuk dalamteks Penjelasan

dokumen sumber umum yang tidak dituniukdalam teks

Dokumen sumber umum telah sering digunakandalam persiapan Peraturan dan Penjelasan dantidak dianggap perlu untuk berulang kalimenunjukan dimana mereka digunakan sebagaipustaka.

K1.1.3.3 Susunan Peraturan

Tidak perlu penjelasan.

K1.1.3.4 Rujukan Balik/Silang

Penggunaan istilah standar untuk saling merujuk dalamPeraturan akan membantu dalam mengurangi kerumitanyang mungkin timbul.

K1.1.3.5 Bahan dan Cara Baru


K1 - 2

K1.1.4 UNITS OF MEASUREMENT

The System International (SI) system of units is the preferred system for engineering design andconstruction because it offers a world-wide standard thatis consistent, logical and easy to use. However, it isaccepted that the existing CGS system is entrenched inIndonesia and that a considerable transition period isneeded to convent from one system to the other.

The main difference between the system of units is inthe way they treat "force" and "mass". The SI systemclearly defines both, and "force" is derived from "mass"by the use of "acceleration". However, the CGS systemclouds this distinction by using the term "kilogram-force"which is actually the weight of one kilogram of material.

The basic engineering units of the SI system are givenin Table K1.1. Non-SI units which are retained becauseof their practical importance are given in Table K1.2.

Where quantities and non-dimensional formulae occur inthe Code, the type of S.I. Unit required will be given. Theequivalent quantity or formulae will be repeated usingcustomary units in the corresponding clause of theCommentary.

K1.1.4 SATUAN-SATUAN UKURAN

Sistim internasional (SI) sistim satuan adalah sistimyang terpilih untuk perencanaan teknik dan konstruksikarena menyajikan standar seluruh dunia yangkonsisten, wajar dan mudah digunakan. Bagaimanapun,diakui bahwa sistim CGS yang ada telah berakar diIndonesia dan diperlukan masa peralihan yang cukupuntuk beralih dari suatu sistim ke lainnya.

Perbedaan utama antara sistim satuan adalah carabagaimana mereka memperlakukan "gaya" dan"massa". Sistim SI jelas menetapkan keduanya, dan"gaya" diturunkan dari "massa" dengan menggunakan"percepatan". Bagaimanapun, sistim CGS kurangmenjelaskannya dengan menggunakan istilah "kilogram-gaya" yang sebenarnya adalah berat satu kilogrambahannya.

Satuan teknik dasar dari sistim SI diberikan dalam TabelK.1.1. Satuan bukan SI yang dipertahankan karenakepentingan praktis diberikan dalam Tabel K.1.2.

Bila besaran jumlah dan rumus tidak berdimensiterdapat dalam Peraturan, jenis satuan SI yangdisyaratkan akan diberikan. Besaran jumlah atau rumusyang ekuivalen akan diulang dengan menggunakansatuan yang biasa dalam pasal bersangkutan dariPenjelasan.

K1 - 3

Notes: (1) In addition to the thermodynamic temperature. T,expressed in kelvins, use is also made of Celsius temperature. t, defined by the equation:

t = T - To

where T, = 273.15 K by definition.

The Celsius temperature is expressed in degreesCelsius (symbol °C).

(2) The radian is actually a supplementary unit.

K1.1.5 ROAD CLASSIFICATION

K1.1.5.1 Functional Classification by GovernmentRegulation

No commentary.

K1.1 .5 .2 Design Classification of Roads

This clause restates the policies set out in Ref. 1.

Keterangan: (1) Sebagai tambahan pads suhutermodinamik,T.dinyatakan dalam kelvin,jugadigunakan suhu Celsius.t, ditentukan oleh rumus:

t = T - To

dengan T, = 273.1 K sesuei ketentuan

Suhu Celsius dinyatakan dalam derajat Celsius(simbol °C)

(2) Radian adalah sebenarnya satuan tambahan

K1.1.5 KELAS JALAN

K1.1.5.1 KlasifikasiFungsionalmenurut PeraturanPemerintah


K1.1.5.2 Kelas Rencana Jalan

Pasal ini menetapkan ulang pengarahan yang diuraikan dalamPustaka 1.

K1 - 4

K1.1.6 GLOSSARY

The Authority is the Ministry of Public Works acting through the Directorate General of Highways (BinaMarga).

Highway classification is defined in the relevant BinaMarga standard specification (Ref 1). This definition isrepeated below for convenience.

Type I Class I The highest standard roads to serveinter-region or inter-city high speedtraffic with full access control.

Class 11 The high standard roads to serveinter-region or intrametropolitan cityhigh speed traffic with full accesscontrol.

Type II Class I The highest standard streets of 4 ormore lanes to serve inter-city ofintra-city, high speed, through traffic with partial access control.

K1.1.6 IKHTISAR

Yang Berwenang adalah Departemen Pekerjaan Umum yang bekerja melalui Direktorat Jenderal BinaMarga.

Klasifikasi jalan raya ditetapkan dalam standarspesifikasi Bina Marga relevan (Pustaka 1). Ketentuanini diulang dibawah untuk memudahkan.

Jenis I Kelas I Jalan standar tertinggi untukmelayani lalu lintas kecepatan tinggiantar daerah atau antar kota denganbebas hambatan.

Kelas 11 Jalan standar tinggi untuk melayanilalu lintas kecepatan tinggi antardaerah atau dalam kota metropolitandengan bebas hambatan

Jenis II Kelas I Jalan standar tertinggi dengan 4jalur atau lebih untuk melayani antar-kota dari dalam-kota,kecepatantinggi,melalui lalu lintas denganhambatan sebagian.

K1 - 5

Class II The high standard streets of 2 ormore lanes to serve inter/intra-city,(intra-district), high speed, mainlythrough traffic with/without partialaccess control.

Class III The intermediate standard streets of2 lanes or more to serve intra-district, moderate speed, through oraccess traffic without access control.

Class IV The low standard streets of 1 travelled way to serve access to the road side land lots.

Return Period is used in the case of random eventswhere each occurrence of the event is (theoretically)independent of all previous events. This is generally truefor wind, flood and earthquake effects, and is assumedto be true for heavy traffic loads. The 1 in 20 year flood,therefore, is a flood that will be exceeded once every 20years on average, and the probability that such a floodwill be exceeded during a single year is '/2, or 5 %.

Subsystems the definitions of foundation, substructureetc are not meant to be exact, but they are given toreduce some of the ambiguity that often occurs in theuse of these terms. It is accepted that there are bridgeconfigurations where these definition will not beappropriate, but it is not necessary to define every case.

K1.1.7 SYMBOLS

No commentary.

Kelas II Jalan standar tinggi dengan 2 jaluratau lebih untuk melayaniantar/dalam-kota (dalamdistrik),kecepatan tinggi,terutamamelalui lalu lintas dengan/tanpahambatan sebagian.

Kelas III Jalan standar menengah dengan 2 jalur atau Iebih untuk melayanidalamdistrik,kecepatan sedang melalui lalu lintas dengan hambatan.

Kelas IV Jalan standar rendah dengan satujalan kendaraan untuk melayani kedaerah pedalaman.

Periode Ulang digunakan dalam kasus kejadian acakdimana tiap kejadian adalah (teoritik) tergantung padasemua kejadian sebelumnya. Ini umumnya benar untukangin, pengaruh banjir dan gempa, dan dianggap benaruntuk beban lalu lintas berat. Satu banjir dalam 20 tahundengan demikian adalah banjir yang akan terlampauisekali tiap 20 tahun rata-rata, dan kemungkinan bahwabanjir demikian akan terlampaui selama satu tahunadalah 1/20 atau 5%.

Sistim bawah adalah definisi dari pondasi, bangunanbawah dsb. yang tidak dimaksud secara pasti, tetapimereka diberikan untuk sekedar mengurangiketidakpastian yang sering terjadi dalam penggunaanistilah tersebut. Diakui bahwa terdapat konfigurasijembatan dimana definisi tersebut tidak akan sesuai,tetapi tidak perlu untuk menetapkan setiap kasus.

K1.1.7 NOTASI


K1 - 6

K1.2 GENERAL PRINCIPLES OF DESIGN

K1.2.1 BASIS OF DESIGN

K1.2.1.1 General

In general, it is uneconomical to attempt to buildstructure with no imperfections, and constructionsupervision is aimed at controlling imperfections to liewithin acceptable tolerances.

Experienced qualified persons are needed at all levels to ensure the work conforms to current practice and todetect gross errors, as the "safety factors" incorporatedin this Code are not intended to protect against suchmistakes. In particular, the design check should becarried out by personnel not involved in the originaldesign, to avoid repetition of incorrect assumptions,methods and data. Construction must be supervised byexperienced engineers who can recognise majormistakes and have them remedied.

It follows also that the condition of use of bridges mustbe controlled, particularly for traffic loads, in a mannerconsistent with the design assumptions.

K1.2.1.2 Ultimate Limit States

Ultimate limit states usually involve catastrophic failurewhich will endanger human life. The probability of such afailure must be kept as low as possible and a 5 % limit over the life of the bridge is commonly adopted. Thisimplies that the ultimate action will have a return periodof about 1000 years for a bridge life of 50 years.

K1.2.1.3 Serviceability Limit States

The serviceability limit states are similar to the designcriteria for working stress design.

Vibration is usually only important if pedestrians use thebridge.

K1.2.1.4 Working Stress Design

It is intended that working stress design is graduallyDhased out. To help this transition the serviceability imitstates have been arranged to appear as similar 3spossible to the old working stress criteria.

K1.2 DASAR-DASAR UMUM PERENCANAAN

K1.2.1 DASAR PERENCANAAN

K1.2.1.1 Umum

Pada umumnya, adalah tidak ekonomis untuk berusahamembangun struktur tanpa kekurangan, danpengawasan pelaksanaan bertujuan untukmengendalikan kekurangan agar berada dalarr toleransiijin.

Orang berkualifikasi dan berpengalaman diperlukarpada semua tingkat untuk menjamin bahwa pekerjaansesuai dengan praktek yang berlaku dar untukmenemukan kesalahan besar, karena "faktoi keamanan"yang tercakup dalam Peraturan ini tidak dimaksudkanuntuk melindungi terhadap kesalahan demikian. Secarakhusus, pemeriksaan rencana harus dilaksanakan olehpegawai yang tidak ikul dalam rencana asli, untukmencegah perulangan dari anggapan kurang benar,cara dan data. Pelaksanaan harus diawasi oleh akhliteknik berpengalaman yang dapat mengenali kesalahanutama dan memperbaikinya.

Demikian juga, kondisi penggunaan jembatan harusdikendalikan, khususnya untuk beban lalu lintas, dengancara yang konsisten dengan anggapan rencana.

K1.2.1.2 Keadaan Batas Ultimate

Keadaan batas ultimate umumnya mencakupkeruntuhan fatal yang akan membahayakan jiwamanusia. Kemungkinan akan keruntuhan tersebut harusdijaga serendah mungkin dan batas 5% sepanjang umurjembatan umumnya diambil. IN berarti bahwa aksiultimate akan mempunyai periode ulang sekitar 1000tahun untuk umur jembatan sebesar 50 tahun.

K1.2.1.3 Keadaan Batas Daya Layan

Keadaan batas kelayanan adalah serupa dengankriteria rencana untuk perencanaan tegangan kerja.

Getaran umumnya hanya penting bila pejalan kakimenggunakan jembatan.

K1.2.1.4 Perencanaan Tegangan Kerja

Maksudnya adalah bahwa perencanaan tegangan kerjasecara bertahap hilang. Untuk membantu peralihantersebut keadaan batas kelayanan telah disusun agarsedapat mungkin serupa dengan kriteria tegangan kerjayang lama.

K1 - 7

K1.2.1.5 Methods of Analysis

Linear elastic design methods are consideredappropriate for limit states design as they describe thebehaviour of the structure under service loads, andprovide a margin against non-linear behaviour andpermanent deformations.

Where flexural action controls, the ultimate state isdefined as the formation of the first moment hinge.Where the behaviour of a section is known from boththeory and tests, an analysis including both moment andshear redistribution may be used in design.

In general, the Design Engineer will choose a particularanalytical method to derive a preliminary design conceptwhich satisfies one set of limit states. This design willthen be checked against the other relevant limit states and modified as necessary to reach a final designsatisfying all requirements. Within the limits set out inthis Code, the choice of preliminary design method lieswith the Design Engineer.

K1.2.2 VERIFICATION OF STRUCTURALADEQUACY

This is a simple statement that the design strengthshould be equal or greater than the design loads, andthat the probability of this not occurring is acceptablysmall.

K1.2.3 DESIGN LIFE

This clause sets out the current Bina Marga standard.

Bridges with a longer design life must be designed foractions that have a longer return period. The relationshipbetween design life, return period andnrnhDhiI t , ni avraarlanro is

where:

Pr = probability that a certain action will beexceeded at least once during the bridgedesign life

D = design life (years)

R = return period of the action (years)

From the definition of probability of exceedence forultimate and serviceability actions, the return periodscorresponding to different design lives can be calculatedfrom equation (K1.1). These values are shown in TableK1.3, rounded off to convenient values.

K1.2.1.5 Metode Analisa

Cara perencanaan elastis linier dipertimbangkan sesuaiuntuk rencana keadaan batas karena merekamenjelaskan perilaku struktur pada beban layan, danmenyediakan suatu margin terhadap perilaku tidak linierdan deformasi tetap.

Bila aksi lentur menentukan,keadaan ultimate ditentukansebagai pembentukan sendi momen pertama. Bilaperilaku penampang diketahui dari teori dan pengujian,suatu analisis yang mencakup distribusi ulang momendan geser dapat digunakan dalam perencanaan.

Umumnya, Akhli Teknik Perencana akan memilih caraanalitik khusus untuk menurunkan konsep prarencanayang memenuhi satu keadaan batas. Rencana inikemudian diperiksa terhadap keadaan batas relevanlain dan dimodifikasi bila perlu untuk mencapai rencanaakhir yang memenuhi semua persyaratan. Dalam batasyang diberikan dalam Peraturan ini, pemilihan cara pra-rencana tergantung pada Akhli Teknik Perencana.

K1.2.2 PEMBUKTIAN KECUKUPANSTRUKTURAL

Ini adalah ketentuan sederhana bahwa kekuatanrencana harus sama atau melebihi beban rencana, dankemungkinan bahwa ini tidak terjadi adalah cukup kecil.

K1.2.3 UMUR RENCANA

Pasal ini menjelaskan standar Bina Marga yang berlaku.

Jembatan dengan umur rencana lebih panjang harusdirencanakan untuk aksi yang mempunyai periode ulanglebih panjang. Hubungan antara umur rencana , periodeulang dan kemungkinan terlampaui adalah:

(K1.1)

dengan:

Pr = kemungkinan bahwa aksi tertentu akanterlampaui paling sedikit sekali selamaumur rencana jembatan

D = umur rencana (tahun)

R = periode ulang dari aksi (tahun)

Dari definisi kemungkinan terlampaui untuk aksi ultimatedan kelayanan, periode ulang yang sehubungan umurrencana berbeda dapat dihitung dari rumus (K1.11).Nilai tersebut ditunjukan dalam Tabel K 1.3, dibulatkansampai nilai sesuai.

K1 - 8

Table K1.3 Return PeriodsTabel K1.3 Periode Ulang

Probability of failure: By its nature, failure must be defined as a rare event. Theactions which are likely to cause failure are also rare eventsand there are not enough records of their occurrence to enablean accurate statistical analysis.

It is usually assumed that the frequency of occurrence ofrandom events follows an exponential distribution and this has been found to be reasonably accurate in the case of floods,high winds and extreme temperatures. This distribution is alsoassumed to be correct for extreme traffic loads but it is notappropriate for earthquake effects.

Using the exponential distribution it is possible to derive the following relationship between the magnitude of an action andits average return period (Ref 2):

where:

M0 = a known magnitude of an event

R0 = the known return period of M0

MI = a different magnitude of that event

RI = the return period of M

Table K1.4 gives values of M/ M0 for typical return periods.

Return Period (years)Periode Ulang (tahun)Design Fife (years)

Umur Rencana (tahun)Serviceability limit state

Keadaan batas kelayanan

ultimate limit state

Keadaan batas ultimate

20 20 400

50 20 1000

100 20 2000

Kemungkinan keruntuhan:Sesuai sifatnya, keruntuhan harus ditentukan sebagaikejadian jarang. Aksi yang dapat menyebabkan keruntuhanjuga suatu kejadian jarang dan tidak ada rekaman data yangcukup untuk kejadian tersebut agar memungkinkan analisastatistik secara tepat.

Umumnya dianggap bahwa frekuensi terjadinya kejadian acakmengikuti distribusi eksponensial dan ini dianggap cukup tepatdalam kasus banjir, angin kencang dan suhu ekstrim.Distribusi tersebut juga dianggap benar untuk beban lalu lintasekstrim tetapi tidak sesuai untuk pengaruh gempa.

Dengan menggunakan distribusi eksponensial adalahmungkin untuk menurunkan hubungan berikut antarabesarnya aksi dan periode ulang rata-ratanya (Pustaka 2):

(K1.2)00 RL

RLMM

n

inI

dengan:

M0 = besaran yang diketahui dari suatu kejadian

R0 = periode ulang yang diketahui dari M,

MI = besaran berbeda dari kejadian tersebut

RI = peroide ulang dari M

Tabel K1.4 memberikan nilai M/M0 untuk periode ulang tipikal.

K1 - 9

Table K1.4 Values of M/M0Tabel K1.4 Nilai M/M0

R (years)R (tahun)R0

(years)(tahun) 20 100 400 1000 2000

5 1.86 2.86 3.71 4.28 4.71

20 1.00 1.54 1.99 2.30 2.53

50 0.77 1.18 1.53 1.76 1.94

100 0.65 1.00 1.30 1.49 1.65

K1 - 10

K1.3 QUALITY ASSURANCE

Quality assurance is an essential part of bridge design,but no widely accepted procedures have been formalised. Each design organisation possesses somekind of traditional methodology for bridge design andchecking, but this methodology is usually not statedexplicitly.

This Sub-section provides a framework, within anydesign organisation, for the establishment of a formalset of rules for maintaining acceptable levels of quality indesign.

K1.3.1 DESIGN PROCEDURES

Formal procedures are necessary to establish designrecords that will be of use in the future.

K1.3.2 CALCULATIONS

An independant design check is usually carried outwithout reference to the designer's calculations.

Because of the simplifying assumptions inherint in anyform of numerical modelling of a structure, it is essentialthat the results of computer analyses can be comparedwith alternative methods.

K1.3.3 DRAWINGS

No commentary.

K1.3.4 SPECIFICATIONS

No commentary.

K1.3.5 DESIGN CHECKING

K1.3.5.1 General

No commentary.

K1.3.5.2 Definitions

The definitions for design complexity and novelty are farfrom precise. It is important, therefore, that theseprovisions be interpreted with common sense and soundexperience.

K1.3.5.3 Responsibility for Checking

None of the checking requirements are intended to

K1.3 JAMINAN MUTU

Jaminan mutu adalah bagian penting dalamperencanaan jembatan, tetapi tidak dibentuk proseduryang secara luas dapat diterima. Tiap organisasiperencanaan memiliki suatu jenis metodologi tradisionaluntuk perencanaan dan pemeriksaan jembatan, tetapimetodologi tersebut umumnya tidak ditetapkan denganmutlak.

Bab ini menyediakan suatu rangka kerja, dalam tiaporganisasi perencanaan, untuk penetapan peraturanresmi dalam memelihara tingkat mutu perencanaanyang memadai.

K1.3.1 CARA PERENCANAAN

Cara resmi diperlukan untuk menetapkan rekamanperencanaan yang akan berguna dalam waktu akandatang.

K1.3.2 PERHITUNGAN-PERHITUNGAN

Suatu pemeriksaan rencana sebaiknya dilakukan tanpameninjau perhitungan perencana.

Karena penyederhanaan anggapan yang terdapatdalam tiap bentuk model numerik struktur, adalahpenting bahwa hasil analisis komputer dapatdibandingkan dengan cara alternatif.

K1.3.3 GAMBAR-GAMBAR


K1.3.4 SPESIFIKASI


K1.3.5 PEMERIKSAAN PERENCANAAN

K1.3.5.1 Umum


K1.3.5.2 Definisi

Definisi untuk kerumitan dan keanehan rencana adalahjauh dari tepat. Dengan demikian adalah penting bahwakeadaan tersebut diartikan dengan pertimbangan danpengalaman yang memadai.

K1.3.5.3 Tanggung Jawab Pemeriksa

Persyaratan pemeriksaan tidak dimaksudkan untuk

K1 - 11

absolve the design Engineer from his responsibilities setout in Article 1.1.2.

K1.3.5.4 Requirements for Checking

Table 1.3 has been compiled from anectdotal material,and is a guide only. However, it is based on commonsense and is believed to represent good practice.

melepaskan Akhli Teknik Perencana dari tanggungjawab yang diuraikan dalam Artikel 1.1.2.

K1.3.5.4 Persyaratan untu.k Pemeriksaan

Tabel 1.3 telah dikumpulkan dari bahan insidentil, danhanya berupa pedoman. Bagaimanapun, ini adalahberdasarkan pertimbangan umum dan dianggapmewakili praktek yang baik.

K1 - 12

K1.4 WATERWAY REQUIREMENTS

K1.4.1 GENERAL

The acceptable frequency of submersion and theacceptable annual average time of submersion dependon community usage and available alternative routes.

Modern bridges have a long life and high capital cost. Hence the long term requirements of the road linkshould be assessed when selecting design criteria.

In general, the serviceability of a road during floods willbe controlled by its "weakest link" -the point at which theprovision of higher flood immunity has the greatestmarginal cost. The design of this structure will define thelevel of serviceability of the whole link. A series of lowflood immunity crossings should be avoided as this canlead to stranding of motorists between flooded crossingsin isolated areas.

Natural waterways are subjected to scour during flood.The design of the bridge opening should not significantlyincrease the level of scour on the banks due toincreased velocity. The foundations and abutmentprotection should withstand the results of any increasein bed scour around piers. Suitable protection methodsinclude deep foundations, curtain or cutoff walls, rip-rap,stream-bed paving and sheet piling. Redirection of wateralong road embankments usually increases scouraround abutments.

K1.4.2 FIELD INVESTIGATIONS

Designers should refer to Bina Marga's Investigation Manual (Ref. 3) for the requirements for fieldinvestigations.

K1.4.3 PIERS AND ABUTMENTS

Consideration of scour and other waterway problems iscontained in Bina Marga's Investigation Manual (Ref. 3).

K1.4.4 VERTICAL CLEARANCE

For non-navigable streams, vertical clearance willdepend upon the size of debris likely to be carried byfloods. Experience shows that the largest debris will notbe carried by the peak flow, but will be washed down asthe flood recedes. The clearance of 1.0 m takes this intoaccount.

K1.4 PERSYARATAN JALAN AIR

K1.4.1 UMUM

Frekuensi terendam ijin dan waktu terendam tahunanrata-rata ijin tergantung pada penggunaan olehmasyarakat dan jaringan alternatif yang tersedia.

Jembatan modern mempunyai umur panjang dan biayainvestasi tinggi. Demikian persyaratan jangka panjangdari jaringan jalan harus dipertimbangkan bila memilihkriteria rencana.

Umumnya, kelayanan jalan selama banjir akandikendalikan oleh "jaringan terlemah" - titik padamanapengadaan pengamanan terhadap banjir yang lebihbesar mempunyai biaya tertinggi. Perencanaan strukturtersebut akan menentukan tingkat kelayanan seluruhjaringan. Rangkaian pelintasan yang aman terhadapbanjir rendah harus dihindari karena dapat menuju padakemacetan lalu lintas antara pelintasan terendam didaerah terisolasi.

Saluran air alam mengalami gerusan selama banjir.Perencanaan bukaan jembatan tidak bolehmeningkatkan tingkat gerusan pada tebing akibatpeningkatan kecepatan. Perlindungan pondasi danpangkal harus dapat menahan akibat dari setiap peningkatan gerusan dasar sungai sekitar pilar. Caraperlindungan memadai meliputi pondasi dalam, dindingpengaman, pasangan batu, pelantaian dasar sungai dan pemancangan turap. Pengalihan air sepanjangtimbunan badan jalan umumnya meningkatkan gerusansekitar pangkal atau kepala jembatan.

K1.4.2 PENYELIDIKAN LAPANGAN

Perencana harus memacu pada Panduan PenyelidikanBina Marga (Pustaka 3) untuk persyaratan penyelidikanlapangan.

K1.4.3 PILAR DAN KEPALA JEMBATAN

Pertimbangan gerusan dan masalah saluran air lainnyaterdapat dalam Panduan Penyelidikan Bina Marga(Pustaka 3).

K1.4.4 RUANG BEBAS VERTIKAL

Untuk sungai tanpa pelayaran, kebebasan vertikal akantergantung pada ukuran hanyutan yang dapat dibawaoleh banjir. Pengalaman menunjukan bahwa hanyutanterbesar tidak akan dibawa oleh aliran puncak, tetapiakan tercuci kebawah pada banjir yang mereda. Jarakbebas sebesar 1 m memperhitungkan hal tersebut.

K1 - 13

K1.4.5 ESTIMATION OF DESIGN FLOODS

Flood estimation, return period etc., is covered it theBina Marga Bridge Investigation Manual (Ref 3).

K1.4.6 DEBRIS

Depending on span and flood height relative to thesuperstructure, and drag factors, the greatest floodforces can be caused by either drag on a debris mat ordrag on the superstructure alone.

Log impact should be considered only when there is nodebris. Forces due to large debris mats and log impactson the superstructure or substructure should not becombined unless there are special circumstances, sincethe debris mat will prevent severe impact. Short spans(less than 10 m) are highly likely to be blocked whentree debris is common in the catchment. Blockageusually leads to loss of roadway embankments.

K1.4.7 STREAM IMPROVEMENT WORKS

In most situations, the natural stream is stable ifvegetation is not disturbed during bridge construction.

Alterations to the stream should only be made aftercareful study of the consequences.

Every effort should be made to protect the naturalvegetation where stream banks are erodible.

K1.4.8 DESIGN FOR SCOUR AND RELATEDFACTORS

K1.4.8.1 Estimation of Scour Depth

Refer to Bina Marga's Investigation Manual (Ref. 3).

K1.4.8.2 Degradation


K1.4.5 PERKIRAAN BANJIR RENCANA

Perkiraan banjir, periode ulang dsb., dicakup dalamPanduan Penyelidikan Jembatan Bina Marga (Pustaka3).

K1.4.6 SAMPAH/BENDA HANYUTAN

Tergantung pada bentang dan tinggi banjir relatifterhadap bangunan atas dan faktor seret, gaya banjirterbesar dapat disebabkan oleh seretan atau bendahanyutan atau seretan pada bangunan atas saja.

Tumbukan batang kayu hanya harus dipertimbangkanbila tidak terdapat hanyutan. Gaya akibat bendahanyutan yang besar dan tumbukan batang kayu padabangunan atas atau bangunan bawah tidak bolehdikombinasi kecuali dalam keadaan khusus, karenabenda hanyutan akan mencegah terjadinya tumbukanparah. Bentang pendek (kurang dari 10 m) palingmungkin tersumbat bila hanyutan pohon umum dalamdaerah aliran. Penyumbatan umumnya menuju padakehilangan timbunan badan jalan.

K1.4.7 PEKERJAAN PERBAIKAN ALIRAN

Dalam kebanyakan keadaan, sungai alam adalah stabilbila tumbuh-tumbuhan tidak diganggu selamapembangunan jembatan.

Perubahan pada sungai hanya boleh dilakukan setelahpengkajian mendalam untuk akibatnya.

Setiap usaha harus dilaksanakan untuk melindungitumbuh-tumbuhan alam dimana tebing sungai mudahtererosi.

K1.4.8 PERENCANAAN UNTUKPENGGERUSAN DAN FAKTOR-FAKTORNYA

K1.4.8.1 Perkiraan Kedalaman Gerusan

Memacu pada Panduan Penyelidikan Bina Marga (Pustaka 3).

K1.4.8.2 Degradasi

Memacu pada Panduan Penyelidikan Bina Marga (Pustaka 3).

K1 - 14

K1.4.8.3 Protection Against Scour


K1.4.9 SECONDARY STRUCTURES


K1.4.10 AIR VENTS

K1.4.10.1 Scope

This is a new clause which is mainly concerned withsteel girder bridges. These bridges are light enough tobe lifted off their bearings by the combined effects ofbuoyancy and debris forces in a high flood. Prestressedconcrete girder bridges are usually heavy enough tomaintain a net positive reaction on their bearings inthese circumstances, but this condition must be verifiedby the Design Engineer.

Even if the bridge is clear of the design flood, air ventsshould be provide if the possibility exists that a bridgecould be submerged. The cost of providing air vents isinsignificant compared to the cost of repairing a damaged bridge.

K1.4.10.2 Size and Number of Air Vents

The minimum vent size is chosen to minimise the risk ofblockage by debris. A minimum of two vents per girder isalso based on minimising the risk of accidentalblockage.

The ratio of the vent area to the area of the ventedspace is proportional to the rate of flood rise and thedifferential water level as follow:

where:

Rv = ratio of vent area to vented space

Q = rate of flood rise

h = difference in water level between the insideand outside of the girders

K1.4.8.3 Pengamanan Terhadap Gerusan

Memacu pada Panduan Penyelidkan Bina Marga(Pustaka 3).

K1.4.9 BANGUNAN-BANGUNAN SEKUNDER

Memacu pada Panduan Penyelidikan Bina Marga(Pustaka 3).

K1.4.10 LUBANG ANGIN

K1.4.10.1 Lingkup

Ini adalah pasal baru yang terutama menyangkutjembatan baja. Jembatan tersebut cukup ringan untukterangkat dari perletakan oleh pengaruh kombinasi gayaangkat dan gaya hanyutan pada banjir tinggi. Jembatangelagar beton prategang umumnya cukup berat untukmempertahankan reaksi positif bersih padaperletakannya dalam keadaan tersebut, tetapi kondisi iniharus dibuktikan oleh Akhli Teknik Perencana.

Walaupun jembatan bebas dari banjir rencana, ventilasiudara harus diadakan bila ada kemungkinan bahwajembatan dapat terendam. Biaya pengadaan ventilasiudara adalah tidak berarti dibanding biaya perbaikanjembatan rusak.

K1.4.10.2 Ukuran dan Jumlah Lubang Angin

Ukuran minimum lubang udara-angin dipilih agar risikotersumbatnya oleh hanyutan menjadi sekecil mungkin.Minimum dua lubang udara setiap gelagar adalah jugaberdasarkan risiko penyumbatan sekecil mungkin.

Perbandingan luas lubang udara terhadap luas ruang yang diventilasi adalah sebanding dengan laju kenaikanbanjir dan perbedaan ketinggian muka air sebagaiberikut:

(K1.3)Rv = Q

h

dengan:

Rv = perbandingan luas ventilasi terhadap ruangventilasi

Q = laju kenaikan banjir

h = perbedaan ketinggian muka air antara bagian dalam dan luar gelagar

K1 - 15

The value of 0.02 % given for Rv in clause 1.4.10.2 isbased on limiting the differential water level to amaximum of 50 mm for a flood rise of 3 m/hr. Thedesign value of Rv should be amended if h or Q aresignificantly different from these figures.

K1.4.10.3 Location

Ideally the vents should be located in the deck slab, butthis is usually impractical. For bridges with sidewalks itmay be possible to use the scuppers as vents if theydischarge inside the girders. Otherwise, the ventsshould be made through the girder webs as high aspractical.

The Design Engineer should take into account thatsome air pockets may still exist under the bridge even ifair vents are provided.

Nilai sebesar 0.02 % yang diberikan untuk Rv dalamayat 1.4.10.2 adalah berdasarkan pembatasanperbedaan ketinggian muka air sampai suatu maksimumsebesar 50 mm untuk kenaikan banjir sebesar 3 m ham.Nilai rencana dari Rv harus ditinjau kembali bila h atauQ sangat berbeda dari besaran tersebut.

K1.4.10.3 Lokasi

Sebaiknya lubang udara harus ditempatkan dalam pelatlantai jembatan, tetapi ini umumnya tidak praktis. Untukjembatan dengan trotoar adalah mungkin untukmenggunakan lubang drainase sebagai lubang udarabila mereka tersalur kedalam gelagar. Atau, lubangudara harus dibuat melalui badan gelagar setinggipraktis mungkin.

Akhli Teknik Perencana harus memperhitungkan bahwatetap terdapat beberapa kantong udara dibawahjembatan walaupun diadakan lubang udara.

K1 - 16

K1.5 GEOMETRIC REQUIREMENTS

K1.5.1 WIDTH OF STRUCTURES

K1.5.1.1 General

No commentary.

K1.5.1.2 Width of Roadway

The number of lanes refers to marked lanes on thebridge, not design traffic lanes. as defined in Section 2.

Short bridges which are not as wide as the roadformation create a safety hazard because of their lowvisibility.

Table 1.2 is a compromise between safety andeconomy. In some circumstances there may be awarrant for making longer structures full formation width,such as bridges on curves and/or downhill approaches.

K1.5.1.3 Width of Sidewalk

It becomes difficult for pedestrians to pass when thefootway is less than 1.5 m wide. For pedestrian volumesover 300 persons/hr the footway width should beincreased to 1.8 m.

K1.5.2 HORIZONTAL CLEARANCE ATOBSTRUCTIONS

K1.5.2.1 General

A distinction is made between the bridge superstructure,which can be damaged by vehicle impact to the point ofcollapse, and bridge substructures which are usuallyable to absorb vehicle impact with little damage.

K1.5.2.2 Clearance at Rigid Traffic Barriers

The clearance given is the same as for barriers on abridge. There is no specific requirement for clearancebetween the rear of the barrier and the bridge structurebecause it is assumed that the barrier will not deflectunder impact.

K1.5 PERSYARATAN GEOMETRIK

K1.5.1 LEBAR BANGUNAN

K1.5.1.1 Umum


K1.5.1.2 Lebar Jalan

Jumlah lajur meninjau lajur ternilai pada jembatan,bukan lajur lalu lintas rencana seperti ditentukan dalamBagian 2.

Jembatan pendek yang tidak selebar formasi jalanmembuat keadaan tidak aman karena dayapenglihatannya rendah.

Tabel 1.2 adalah kesepakatan antara keadaan danekonomi. Dalam beberapa keadaan dapat menjadikeharusan untuk membuat struktur panjang denganlebar formasi penuh, seperti jembatan pada lengkungandan/atau jalan menurun.

K1.5.1.3 Lebar Trotoir

Akan menjadi sulit bagi pejalan kaki untuk lewat bilalebar trotoar kurang dari 1.5 m. Untuk volume pejalankaki diatas 300 orangfjam lebar trotoar harusditingkatkan menjadi 1.8 m.

K1.5.2 RUANG BEBAS HORISONTAL PADARINTANGAN

K1.5.2.1 Umum

Dibuat perbedaan antara bangunan atas jembatan,yang dapat menjadi rusak karena tumbukan kendaraansampai batas keruntuhan, dan bangunan bawahjembatan yang umumnya mampu menyerap tumbukankendaraan dengan kerusakan kecil.

K1.5.2.2 Ruang Bebas pada Penghalang-penghalang Lalu Lintas yang Kaku

Ruang bebas yang diberikan adalah sama seperti untukpenghalang lalu lintas pada jembatan. Tidak terdapatpersyaratan khusus untuk ruang bebas antara bagianbelakang penghalang dan struktur jembatan karenadianggap bahwa penghalang tidak melentur akibattumbukan.

K1 - 17

K1.5.2.3 Clearance at Flexible Traffic Barriers

Full scale tests (Ref. 4) have shown that flexible barrierssuch as steel "W" beam guardrail may deflect up to 2 m under vehicle impact. This property is beneficial for theimpacting vehicle but it makes this type of barrierunsuitable for use on bridges unless more stiffness canbe provided by adding extra rails or decreasing the postspacing.

The roadway clearance for flexible barriers is measuredto the outer edge of the road shoulder, not thepavement.

K1.5.2.4 Clearance at Unprotected Obstructions

Existing Bina Marga standards do not give any specificrequirements for minimum clearance to roadsidehazards but the desirable shoulder width of 2 m (Ref. 1)and minimum kerb offset distance of 0.6 m forlampposts and road signs (Ref. 5) suggest that 3 m would be satisfactory. This distance also providesenough space for a vehicle to pass between the outertraffic lane and the obstacle in an emergency.

K1.5.2.5 Horizontal Clearance Over Railways

No commentary.

K1.5.3 VERTICAL CLEARANCE AT OBSTRUCTIONS

K1.5.3.1 General

The vertical clearance at a structure may reduce in timebecause of resurfacing of the road and settlement of thebridge. An allowance of 100 mm is a reasonable amountto ensure that the actual (operating) vertical clearancewill not be decrease below the specified minimum value.

In some types of construction, such as reinforced earth,unusual amounts of settlement will be expected and theallowance should be increased accordingly.

K1.5.2.3 Ruang Bebas pada Penghalang-penghalang Lalu Lintas yang Lentur

Pengujian skala penuh (Pustaka 4) telah menunjukanbahwa penghalang lentur seperti penghalang pengarahdari balok baja "W" dapat melentur sampai 2 m akibattumbukan kendaraan. Besaran ini menguntungkanuntuk kendaraan yang menabrak, tetapi membuat jenispenghalang tersebut tidak cocok untuk penggunaan dijembatan kecuali dapat diadakan kekakuan lebih besardengan menambah jumlah penghalang ataumengurangi jarak antara tiang.

Kebebasan jalan untuk penghalang lentur diukurterhadap tepi luar bahu jalan, tidak terhadapperkerasan.

K1.5.2.4 Ruang Bebas pada Rintangan yangTidak Diamankan

Standar Bina Marga yang ada tidak memberikanpersyaratan khusus untuk jarak bebas minimumterhadap rintangan pinggir jalan tetapi lebar bahu yangdisarankan sebesar 2 m (Pustaka 1) dan jarak dari kerbsebesar minimum 0.6 m untuk tiang lampu dan rambulalu lintas (Pustaka 5) menganggap bahwa 3 m akanmencukupi. Jarak ini juga menyediakan cukup ruanguntuk kendaraan yang lewat antara lajur terluar dan rintangan dalam keadaan darurat.

K1.5.2.5 Ruang Bebas Horisontal Diatas JalanKereta Api


K1.5.3 RUANG BEBAS VERTIKAL PADARINTANGAN

K1.5.3.1 Umum

Jarak bebas vertikal pada struktur dapat berkurangsepanjang masa karena pelapisan ulang dari jalan danpenurunan jembatan. Suatu kebebasan sebesar 100mm adalah wajar untuk menjamin bahwa jarak bebasvertikal aktual (operasional) tidak akan menjadi kurangdari nilai minimum yang dispesifikasi.

Pada beberapa jenis konstruksi, seperti tanah bertulang,jumlah penurunan yang cukup besar dapat diharapkandan kebebasan harus dinaikan secara sesuai.

K1 - 18

K1.5.3.2 Vertical Clearance at Road Bridges

Table 3.1 repeats the design values given in Reference1.

The road classification in Table 3.1 is the classification of the road which passes through the bridgesuperstructure (Case (i)) or under the bridge (Case (ii)) .

K1.5.3.3 Vertical Clearance Over Sidewalks

No commentary.

K1.5.3.4 Vertical Clearance Over Railways

No commentary.

K1.5.4 PEDESTRIAN BRIDGES

Consideration should be given to increasing the width ofa pedestrian bridge if the peak pedestrian traffic isexpected to exceed 900 persons per hour.

Gradients of 1 in 8 are satisfactory for able-bodiedpersons pushing prams, bicycles and the like, but maybe too steep for aged or handicapped persons. In thesecases 1 in 12 is the recommended maximum.

Consideration should be given to increasing the verticalclearance at isolated pedestrian bridges. Clearances topedestrian bridges over roadways should be greaterthan other bridges as they are usually light structuressusceptible to severe damage if hit by high loads.Protection should be provided by nearby lower roadbridges or by placing the pedestrian bridge abovenormal clearances.

K1.5.5 PEDESTRIAN SUBWAYS

See the comments for Article 1.3.5.

Provision for lighting should be made wherever possible.

K1.5.6 STAIRWAYS

This clause generally summaries the relevantrequirements of Reference 6, which is based onaccepted good practice.

K1.5.3.2 Ruang Bebas Vertikal pada JembatanJalan Raya

Tabel 3.1 mengulang nilai rencana yang diberikandalam Pustaka 1.

Klasifikasi jalan dalam Tabel 3.1 adalah klasifikasi jalanyang melewati banguan atas jembatan (kasus(i)) ataudibawah jembatan (kasus(ii)).

K1.5.3.3 Ruang Bebas Vertikal Diatas Trotoir


K1.5.3.4 Ruang Bebas Vertikal Diatas JalanKereta Api


K1.5.4 JEMBATAN PEJALAN KAKI

Pertimbangan harus diberikan pada peningkatan lebarjembatan pejalan kaki bila lalu lintas puncak dari pejalankaki diharapkan melebihi 900 orang ram.

Kemiringan 1 banding 8 adalah memadai untuk orangsehat mendorong kereta, sepeda dan serupa, tetapidapat menjadi terlalu mendaki untuk orang cacat. Dalamhal ini 1 banding 12 adalah maksimum yang disarankan.

Pertimbangan harus diberikan pada peningkatan jarakbebas vertikal pada jembatan pejalan kaki didaerahterisolasi. Jarak bebas dari jembatan pejalan kaki diatasjalan raya harus lebih besar dari jembatan lain karenastruktur ringan umumnya dapat mengalami kerusakanbesar bila terpukul oleh beban tinggi. Perlindunganharus diadakan oleh jembatan jalan raya lebih rendahdidekatnya atau dengan menempatkan jembatanpejalan kaki diatas jarak bebas normal.

K1.5.5 TEROWONGAN PEJALAN KAKI

Lihat penjelasan untuk Artikel 1.3.5.

Pengadaan penerangan lampu harus dibuat dimanamungkin.

K1.5.6 JALAN BERTANGGA

Pasal ini umumnya meringkas persyaratan relevan dariPustaka 6, yang berdasarkan pelaksanaan baik yangdisetujui.

K1 - 19


See comments under 1.3.7.

K1.5.6.2 Rises and Treads


K1.5.6.3 Dimensions


K1.5.6.1 Definisi

Lihat penjelasan pada 1.3.7.

K1.5.6.2 Tinggi Anak Tangga dan Anak Tangga


K1.5.6.3 Dimensi


K1 - 20

K1.6 TRAFFIC BARRIERS

K1.6.1 SCOPE

No comment.

K1.6.2 BARRIER PROPERTIES

Items (i) to (iv) are the most important barrier propertiesbecause they relate directly to the safety of the vehicleoccupants. The probability of injury to vehicle occupantsis directly related to the longitudinal and lateralacceleration of the vehicle during its impact with thebarrier (Reference 7).

Flexible barriers, such as steel guardrail, are usually notprovided on bridges because of the cost of the extrabridge width needed to accommodate the barrierdeflection. However, there is scope for such barriers onbridges with sidewalks if the barriers are locatedbetween the sidewalk and the roadway. It is emphasisedthat flexible barriers are unlikely to be able to meet thedesign requirements for service level 1 (Reference 8).

Rigid barriers generally consist of steel rails, concreteparapets or combinations of both. Designs that havebeen developed in America for various levels of serviceare given in Reference 8. The most effective rigidbarriers one those that have a sloping front face. P.C. Skeels is quoted as follows in Reference 8.

"One other point that might be brought out is that the so-called sloped-face rigid barriers are not really rigid so faras the car and its occupants are concerned. When thewheel climbs the slope, the flexibility of the tires, suspension, car frame, wheels, and even the interiorpadding are brought into play to modify the rigidity of thebarrier. It is also allows the lateral forces to be applieddirectly to the strongest part of the car; namely, thewheels and suspension, instead of trying to push on theweakest part - the sheet metal. This action also explainsthe improved performance of the barriers with a longerand higher sloped face as the car is banked higher andthe above-named flexible elements are brought into playmore effectively. An ideal barrier might have a concaveface 10' high and 15' deep but this would not bepractical, so some compromise has to be reached. Thisreport could bring out these points as there really is nomystery about the reason for the good performance ofsloped barriers, but many do not understand it."

K1.6 PENGHALANG LALU LINTAS

K1.6.1 LINGKUP


K1.6.2 B E S A R A N – B E S A R A NPENGHALANG

Butir (i) sampai (iv) adalah besaran penghalang yangpaling penting karena langsung berkaitan dengankeamanan penumpang kendaraan. Kemungkinanterlukanya penumpang kendaraan adalah langsungberkaitan dengan percepatan memanjang dan lateraldari kendaraan pada saat terbentur dengan penghalang(Pustaka 7).

Penghalang lentur, seperti penghalang pengarah daribaja, umumnya tidak digunakan pada jembatan karenabiaya lebar tambahan jembatan yang diperlukan untukmenampung lendutan penghalang. Bagaimanapun, ada kemungkinan kegunaan penghalang tersebut padajembatan dengan trotoar bila penghalang ditempatkanantara trotoar dan jalan kendaraan. Ditekankan bahwapenghalang lentur umumnya tidak mampu memenuhipersyaratan perencanaan untuk tingkat pelayanan(Pustaka 8).

Penghalang kaku umumnya terdiri dari sandaran baja,tembok beton atau kombinasi antara keduanya.Rencana yang telah dikembangkan di Amerika untukberbagai tingkat pelayanan diberikan dalam Pustaka 8.Penghalang kaku paling efektif adalah yang mempunyaipermukaan depan yang landai. Penghalang betonprategang terdapat dalam Pustaka 8.

Butir lain yang dapat diungkapkan adalah bahwapenghalang kaku dengan permukaan landai adalahtidak kaku sempurna untuk kendaraan sertapenumpangnya. Bila roda naik ke kelandaian,fleksibilitas ban, suspensi, rangka mobil, roda dan jugabagian dalam akan dibawa dalam gerakan untukmemodifikasi kekakuan penghalang. Ini jugamenyebabkan bahwa gaya lateral bekerja langsung pada bagian terkuat dari mobil, yaitu roda dan suspensidan tidak pada bagian terlemah - lapisan metal. Aksitersebut juga menjelaskan peningkatan perilakupenghalang dengan permukaan landai lebih panjangdan lebih tinggi karena mobil menepi lebih tinggi dan elemen lentur tersebut diatas dibawa dalam gerakansecara lebih efektif. Penghalang ideal mempunyaipermukaan cekung setinggi 10 ' dan sedalam 15' tetapiini tidak praktis, sehingga diambil suatu kesepakatan.Tulisan ini dapat mengungkapkan butir-butir tersebutkarena sesungguhnya tidak ada rahasia mengenaiperilaku baik dari penghalang landai tetapi belum semuaorang memahaminya.

K1 - 21

Barrier design is still an empirical science and any newbarrier configuration must be proven by fullscale crashtesting before it can be used with confidence. Thistesting is so specialised and expensive that it is onlycarried out in the largest developed countries. ForIndonesia, it is recommended that the results ofAmerican testing be adopted, and that bridge barriers bedeveloped similar to American practice lines, particularlyfor service levels 1 and 2.

K1.6.3 PERFORMANCE LEVEL

The criteria for the levels of service have been adoptedfrom Reference 8, but the numbering system ischanged. The correspondence between this Code and Reference 8 is given in Table K1.5.

Table K1.5 Performance LevelsTabel K1.5 Tingkat Kinerja

The American Service Level criteria are given in TableK1.6.

Table K1.6 Performance Levels Criteria Ref. 8 Tabel K1.6 Kriteria Tingkat Kinerja Pustaka 8

Note: (1) Iz is the mass moment of inertial of the vehicle for rotationabout a vertical axis.

Perencanaan penghalang tetap suatu pengetahuanempirik dan tiap konfigurasi penghalang baru harusdibuktikan lewat pengujian tabrakan skala penuhsebelum dapat digunakan secara aman. Pengujian inisedemikian khusus dan mahal sehingga hanyadilaksanakan di negara sangat maju. Untuk Indonesia,dianjurkan agar memacu pada hasil pengujian diAmerika, dan agar penghalang jembatan dikembangkanserupa dengan pedoman praktek di Amerika, khususuntuk tingkat pelayanan 1 dan 2.

K1.6.3 TINGKAT KINERJA

Kriteria untuk tingkat pelayanan telah diambil dariPustaka 8, tetapi sistim penomoran telah diubah. Kaitanantara Peraturan ini dan Pustaka 8 diberikan dalam TabKriteria tingkat pelayanan Amerika diberikan dalamTabel K1.5.

Code Level of ServiceTingkat Pelayanan Peraturan

Ref. 8 Level of ServiceTingkat Pelayanan Pustaka 8

1 4

2 3

3 1

Kriteria tingkat pelayanan Amerika diberikan dalamTabel K.1.6

Service Level from Reference 8 Tingkat Pelayanan dari Pustaka 8 Item

Butir1 2 3

VehicleKendaraan

CarMobil

BusBis

BusBis

Vehicle Weight, lb Berat Kendaraan, lb 4,500 20,000 40,000

Vehicle Iz, in-lb-sec2 (1) Kendaraan Iz,in-lb-det2 48,000 800,000 1,900,000

Impact Speed, mph Kecepatan tumbuk,mph 60 60 60

Impact Angle, degSudut Tumbuk,derajat 15 15 15

Keterangan: (1) Iz adalah momen inersie masse kendaraan untuk perputaran terhadap sumbu vertikal

K1 - 22

K1.6.3.1 Performance Level 1

The usual design speed for service level 1 barriers is100 kph (60 mph). The primary aim of service level 1 isto prevent penetration of the barrier by heavy vehicles.This service level is also appropriate to bridges withmore than 2 lanes because of the probability of moresevere impact angles.


Within the range of 50 kph to 100 kph the impact effects are approximately proportional to the speed of theimpacting vehicle for each type of barrier. This allowssome correlation between test data and barrier designfor different roadway design speeds.

Service level 2 barriers are appropriate for most singlelane and two lane truss bridges.


Level 3 barriers correspond to the normal flexible steelW beam barrier. The use of such barriers on theapproaches and the bridge itself avoids the transitionproblems with a rigid barrier.

Attachment details should be obtained from thespecialist literature or from full scale tests.

K1.6.4 GEOMETRIC REQUIREMENTS FORRAIL BARRIERS, PERFORMANCELEVELS 1 AND 2

The minimum height is required to prevent heavyvehicles with a high centre -of gravity from rolling overthe top, of the barrier. If the traffic at a particular site includes a large number of heavy vehicles it isrecommended that the height of the barrier be increasedby adding a steel rail; increasing the concrete height isnot recommended because of the reduction in visibilityover the barrier. Any additional rails shall comply withclause 1.3.8.7.

Posts must be set back behind the rails to preventvehicles from snagging and spinning.

Full scale tests of barriers behind kerbs in the 1960's(References 9 and 10) established that:

kerbs do not act as wheel deflectors - if the wheelcontacts the kerb before the vehicle body impactsagainst the barrier, then there is

K1.6.3.1 Tingkat Kinerja 1

Kecepatan umum rencana untuk penghalang tingkatpelayanan 1 adalah 100 kph (60 mph). Tujuan utamadari tingkat pelayanan 1 adalah untuk mencegahpenetrasi penghalang oleh kendaraan berat. Tingkatpelayanan ini juga sesuai untuk jembatan dengan lebihdari dua lajur karena kemungkinan sudut tumbuk yanglebih parah.


Dalam batas 50 kph sampai 100 kph pengaruhtumbukan adalah kurang lebih sebanding dengankecepatan kendaraan yang menabrak untuk tiap jenispenghalang. Ini juga memberikan suatu korelasi antaradata pengujian dan perencanaan penghalang untukkecepatan rencana yang berbeda.

Penghalang tingkat pelayanan 2 tidak sesuai untukkebanyakan jembatan rangka dengan lajur tunggal danlajur ganda.


Penghalang tingkat pelayanan 3 sesuai penghalanglentur biasa dengan balok baja W. Penggunaanpenghalang tersebut pada jalan pendekat dan jembatansendiri akan mencegah masalah peralihan denganpenghalang kaku.

Detail perlengkapan harus diperoleh dari pustakakhusus atau dari pengujian skala penuh.

K1.6.4 PERSYARATAN GEOMETRIKUNTUK PENGHALANG BERJERUJI,TINGKAT KINERJA 1 DAN 2

Tinggi minimum diperlukan untuk mencegah kendaraanberat dengan titik berat tinggi terhadap tergulingmelewati puncak penghalang. Bila lalu lintas di daerahkhusus meliputi jumlah kendaraan berat yang besar,disarankan agar tinggi penghalang dinaikan denganmenambah sandaran baja; Menaikan tinggi beton tidakdianjurkan karena mengurangi penglihatan diataspenghalang. Tiap sandaran tambahan harus memenuhipasal 1.3.8.7.

Tiang harus ditempatkan dibelakang sandaran agarmencegah kendaraan terperangkap dan berputar.

Pengujian skala penuh sekitar tahun 1960 untukpenghalang dibelakang kerb (Pustaka 9 dan 10)menetapkan bahwa:

Kerb tidak bekerja sebagai pengalih arah roda -bila roda menyentuh kerb sebelum badankendaraan menabrak penghalang, maka

K1 - 23

a strong possibility that the vehicle will mount thekerb and vault the barrier. If the barrier is set backsome distance behind the kerb (1.5 m was tested,but 1.0 m may be satisfactory) the vehiclesuspension had time to recover from the initialjump over the kerb;

high kerbs (250 mm) damaged the vehiclesuspension to such an extent that the behaviour ofthe vehicle after being redirected by the barrierwas unpredictable. Low kerbs (150 mm) did notdamage vehicle suspension or contributesignificantly to vaulting.

K1.6.5 ALTERNATIVE BARRIERS

See comments for 1.3.8.2.

terdapat kemungkinan besar bahwa kendaraannaik ke kerb dan meloncat lewat penghalang. Bilapenghalang ditempatkan pada suatu jarakdibelakang kerb (1.5 m teruji, tetapi 1.0 mdianggap cukup) suspensi kendaraan mempunyaiwaktu untuk pulih dari loncatan mula melalui kerb.

Kerb tinggi (250 mm) merusak suspensi kendaraan sedemikian besar sehingga perilaku kendaraansetelah beralih oleh penghalang menjadi diluarperkiraan. Kerb rendah (150 mm) tidak merusaksuspensi kendaraan atau memperbesarkemungkinan loncatan.

K1.6.5 PENGHALANG ALTERNATIP

Lihat penjelasan untuk 1.3.8.2.

K1 - 24

K1.7 PEDESTRIAN BARRIERS

K1.7.1 GEOMETRY

No commentary.

K1.7.2 PEDESTRIAN PROTECTIONBARRIERS FOR BRIDGES OVER ELECTRIFIED RAILWAYS

No commentary.

K1.7 PENGHALANG UNTUKPEJALAN KAKI

K1.7.1 GEOMETRI


K1.7.2 PENGHALANG PENGAMANPEJALAN KAKI UNTUK JEMBATAN-JEMBATAN DIATAS JALAN KERETAAPI LISTRIK


K1 - 25

K1.8 SEISMIC REQUIREMENTS

K1.8.1 GENERAL

Large and complex bridges may be excited into variousmodes of vibration by earthquake motions. Thisbehaviour and its effects on the structure can only bemodelled by a detailed dynamic analysis. Such ananalysis requires specialised computer program anddetailed knowledge of dynamic modelling methods.

K1.8.2 PRINCIPLES OF SEISMIC DESIGN

This subject is covered in more detail in Appendix A.

K1.8.3 SELECTION OF STRUCTURAL TYPE

This subject is covered in more detail in Appendix A.

K1.8.4 FOUNDATIONS

The purpose of this Article is to give designers theoption of placing a ductile bridge on a non-ductilefoundation. In this case, the foundation is assumed tomove in phase with the soil and plastic hinges form inthe substructure at some point above the foundation.The designer may choose the position of the plastichinge so that it will be accessable for repairs.

Where the foundation is not completely buried, theearthquake forces acting on the portion of thefoundation between the level of fixity and the plastichinge shall be multiplied by the structural type factor fora Type C structure.

K1.8 PERSYARATAN TAHANGEMPA

K1.8.1 UMUM

Jembatan besar dan rumit dapat bergetar dalamberbagai perubahan bentuk akibat gerakan gempa.Perilaku ini dan pengaruhnya pada struktur hanya dapatdimodel dengan analisis dinamik mendetail. Analisisdemikian memerlukan program komputer khusus danpengetahuan mendalam mengenai cara model dinamik.

K1.8.2 DASAR-DASAR PERENCANAANTAHAN GEMPA

Pokok masalah ini dibahas lebih rinci dalam Lampiran A.

K1.8.3 PEMILIHAN TIPE STRUKTURAL

Pokok masalah ini dibahas lebih rinci dalam Lampiran A.

K1.8.4 PONDASI

Maksud Artikel ini adalah agar memberikankemungkinan pada perencana untuk menempatkanjembatan daktail pada pondasi tidak daktail. Dalam hal ini, pondasi dianggap bergerak dalam fase dengantanah dan sendi plastis terbentuk dalam bangunanbawah pada suatu titik diatas pondasi. Perencana dapatmemilih lokasi sendi plastis sedemikian rupa agarterjangkau untuk perbaikan.

Bila pondasi tidak seluruhnya tertanam, gaya gempayang bekerja pada bagian pondasi antara kedalamanjepit dan sendi plastis harus dikalikan dengan faktor tipebangunan untuk struktur Jenis C.

K1 - 26

K1.9 MAINTENANCEREQUIREMENTS

K1.9.1 GENERAL

Facilities for access may include fixed ladders,walkways and platforms, together with lighting and power outlets inside closed sections.

K1.9.2 DRAINAGE OF THE CARRIAGEWAY

A standard scupper will satisfactorily drain about 50 m2of deck area provided the deck has a fall of at least 2%.It is recommended, however, that scuppers be placed at6 m maximum centres to limit the drainage path, even ifthis provides excess capacity.

K1.9.3 DRAINAGE DETAILS

Corrosion of steel girder bridges is most oftenassociated with misdirected drainage from the scuppersand deck joints. Careful detailing of these features canhelp reduce the maintenance costs of these bridgessignificantly.

K1.9.4 PROVISION FOR REPLACEMENT

Consideration should be given to providing fixed liftingpoints under the bridge so that mechanical hoists can beused in replacement of bearings.

K1.9.5 PROVISION FOR REPAINTING

Even galvanised coatings deteriorate and all galvanisedbridges will require painting at least once during theirdesign life. The design of steel bridges should provideenough access space around all steel components sothat they can be painted in place or, in the case of non-structural members, be removed from the bridge and bere-coated in the factory.

Where access from the ground is difficult or impossible,support rails for a painting gantry should be attached tothe underside of the bridge on each side.

K1.9 PERSYARATAN -PERSYARATANPEMELIHARAAN

K1.9.1 UMUM

Fasilitas pemeliharaan meliputi tangga tetap, tempatjalan dan platform, bersama dengan penerangan Iistrik didalam penampang tertutup.

K1.9.2 DRAINASE PADA JALUR LALULINTAS

Pipa drainase standar dapat dengan lancarmenyalurkan sekitar 50 m2 luas lantai dengan syaratbahwa lantai mempunyai kemiringan paling sedikit 2%.Bagaimanapun dianjurkan, bahwa pipa drainaseditempatkan pada jarak antara maksimum 6 m untukmembatasi jalur drainase, meskipun ini menyediakankelebihan kapasitas.

K1.9.3 DETIL-DETIL DRAINASE

Korosi jembatan gelagar baja paling sering berkaitandengan drainase yang kurang terarah dari pipa drainasedan hubungan lantai. Pendetailan seksama untuk haltersebut sangat membantu untuk mengurangi biayapemeliharaan jembatan tersebut.

K1.9.4 K E T E N T U A N U N T U KPENGGANTIAN

Pertimbangan harus diberikan untuk pengadaan tempatpengangkatan yang tetap dibawah jembatan agar dapatdigunakan dongkrak mekanis untuk penggantianperletakan.

K1.9.5 KETENTUAN UNTUK PENGECATANKEMBALI

Cat galvanis pun dapat menjadi rusak dan semuajembatan yang digalvanis akan memerlukan pengecatanpaling sedikit sekali selama umur rencana. Perencanaanjembatan baja harus menyediakan cukup ruang sekitarsemua komponen baja agar mereka dapat dicatditempat atau, dalam hal unsur tidak struktural , dapatdilepas dari jembatan dan dicat ulang di pabrik.

Bilamana sulit atau tidak mungkin terjangkau dari tanah,harus dipasang rel pendukung untuk perancahpengecatan pada setiap sisi tepi bawah jembatan.

K1 - 27

K1.10 UTILITIES

The Design Engineer should ensure public utilityauthorities are informed of bridge schemes early in theplanning process so that any requirements of theseauthorities can be incorporated in the design.

Sockets and fixings cast into the bridge should be madefrom stainless steel in coastal areas and galvanisedsteel elsewhere. Brackets, hangers bolts etc., should begalvanised.

Utilities carried inside closed cells of box girders canform a hazard. Gas mains should not be located inclosed cells due to the risk of explosion if leakageoccurs.

High pressure gas mains present a serious explosionhazard if ruptured and should not be placed on bridgeswithout special precautions.

High voltage electrical cables may have a significantheat output and may require ventilation.

Utility authorities may have restrictions on location oftheir services in relation to other utilities.

K1.10 PRASARANA UMUM (UTILITAS)

Akhli Teknik Perencana harus menjamin agar penguasaprasarana umum telah diberitahu mengenai rencanajembatan pada permulaan tahapan rancangan sehinggasetiap keperluan dari mereka dapat disertakan dalamperencanaan.

Soket dan perlengkapan yang dicor kedalam jembatanharus dibuat dari baja tahan karat di daerah pantai danbaja galvanis di semua tempat lain. Baja pengikat,penggantung baut dsb. , harus digalvanis.

Prasarana yang dipikul dalam sel tertutup dari gelagarboks dapat membahayakan. Pipa gas tidak bolehditempatkan dalam sel tertutup karena risiko peledakanbila terjadi kebocoran.

Pipa gas bertekanan tinggi menyebabkan bahayaledakan besar bila rusak dan tidak boleh ditempatkanpada jembatan tanpa pengamanan khusus.

Kabel bervoltase tinggi dapat mengeluarkan panascukup besar dan dapat memerlukan ventilasi.

Penguasa prasarana dapat mempunyai pembatasanuntuk pemasangan prasarananya sehubunganprasarana lain.

K1 - 28

K1 - 29

REFERENCES

General Source DocumentsDokumen Sumber Umum

a. Austroads (formerly National Association of Australian State Road Authorities) "Draft Bridge Design Specification (in Limit State Format)." unpublished, 1991.

b. National Association of Australian State Road Authorities "NAASRA Bridge Design Specification." Sydney, 1976.

c. American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for Highway Bridges."14th edition, Washington DC, 1988.

Selected ReferencesPustaka Pilihan

1. Directorate General of Highways, Ministry of Public Works, "Standard Specifications for Geometric Design of UrbanRoads." Jakarta, January 1988.

2. Chatfield C,"Statistics for Technology." 3rd edition, Chapman and Hall, 1983.

3. Directorate General of Highways, Ministry of Public Works, "Bridge Investigations Manual." Unpublished.

4. Troutbeck, R. J., "A Review of The Literature of Full Scale Tests on Safety Barriers and Energy Attenuators."Australian Road Research, Vol. 6 No. 1, March 1976.

5. Directorate General of Highwayss, Ministry of Public Works, "Produk Standar Untuk Jalan Perkotaan." Jakarta, February 1987.

6. AS 1657, "SAA Code for Fixed Platforms Walkways, Stairways, and Ladders." Standards Association of Australia 1985.

7. Olsen et al, "Bridge Rail Design. Factors, Trends and Guidelines." NCHRP Repotr 149, Transportation ResearchBoard, Washington 1974.

8. Bronstad M.E and Michie J.D, "Multiple Service Level Bridge Railing Selection Procedures." NCHRP Report 239, Transportation Research Board, Washington 1981.

9. Nordlin E.F, Field R.N and Hackett R.P, "Dynamic Full-Scale Impact Tests of Bridge Barrier Rails." Highway ResearchRecord No. 83, 1965.

10. Graham M.D et al, "New Highway Barriers : The Practical Application of Theoritical Design." Highway ResearchRecord No. 174, 1967.

DEPARTEMEN PEKERJAAN UMUMDIREKTORAT JENDERAL BINA MARGADIREKTORAT BINA PROGRAM JALAN

PERA TURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBA TAN

PENJELASAN

BAGIAN 2

BEBAN JEMBATAN

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODESECTION 2 – BRIDGE LOADS 20 OCTOBER 1992

DOCUMENT No. BMS7 – K2

COMMENTARY: BRIDGE DESIGN CODE PENJELASAN: PERATURAN PERENCANAAN

TEKNIK JEMBATAN

SECTION 2 - BRIDGE LOADS BAGIAN 2 - BEBAN JEMBATAN


TABLE OF CONTENTS ............................................................................................................................................ K2 - I DAFTARISI ................................................................................................................................................................ K2 - iii LIST OF TABLES; DAFTAR TABEL ....................................................................................................................................................... K2 - v

2.1 INTRODUCTION; PENDAHULVAN ................................................................................................................................... K2 - 1

2.2 PERMANENT LOADS AND ACTIONS; AKSI DAN BEBAN TETAP ................................................................................................................. K2 - 3

2.3 TRAFFIC LOADS; BEBAN LALU-LINTAS ......................................................................................................................... K2 - 7

2.4 ENVIRONMENTAL ACTIONS; AKSI LINGKUNGAN ............................................................................................................................ K2 - 11

2.5 OTHER ACTIONS; AKSI-AKSI LAINNYA .......................................................................................................................... K2 - 17

2.6 LOAD COMBINATIONS; KOMBINASI BEBAN ............................................................................................................................ K2 - 19

2.7 WORKING STRESS DESIGN; PERENCANAAN TEGANGAN KERJA ................................................................................................ K2 - 20

2.8 OTHER REQUIREMENTS PERSYARATAN LA INN YA ................................................................................................................ K2 - 21

2.9 KERB AND BARRIER DESIGN LOADINGS; PEMBEBANAN RENCANA TROTOAR DAN PENGHALANG LALU-LINTAS.................................... K2 - 22

2.10 ROAD SIGNS AND LIGHTING STRUCTURES; RAMBU JALAN DAN BANGUNAN PENERANGAN ........................................................................... K2 - 23

REFERENCES .......................................................................................................................................................... K2 - 24

TABLE OF CONTENTS

K2.1 INTRODUCTION K2.1.1 SCOPE ......................................................................................................................................K2 - 1 K2.1.2 ORGANISATION OF SECTION ..................................................................................................K2 - 1 K2.1.3 HOW TO USE THIS SECTION ...................................................................................................K2 - 1 K2.1.4 INFORMATION TO BE SHOWN ON DRAWINGS .....................................................................K2 - 1 K2.1.5 GLOSSARY ................................................................................................................................K2 - 1 K2.1.6 SYMBOLS ..................................................................................................................................K2 - 2

K2.2 PERMANENT LOADS AND ACTIONSK2.2.1 GENERAL ...................................................................................................................................K2 - 3 K2.2.2 SELF WEIGHT ............................................................................................................................K2 - 3 K2.2.3 SUPERIMPOSED DEAD LOAD

K2.2.3.1 General ............................................................................................................................K2 - 3 K2.2.3.2 Resurfacing Allowance ....................................................................................................K2 - 3 K2.2.3.3 Attachments ....................................................................................................................K2 - 4

K2.2.4 SHRINKAGE AND CREEP EFFECTS ........................................................................................K2 - 4 K2.2.5 PRESTRESSING EFFECTS .......................................................................................................K2 - 4 K2.2.6 EARTH PRESSURE ...................................................................................................................K2 - 4 K2.2.7 PERMANENT CONSTRUCTION EFFECTS ...............................................................................K2 - 6

K2.3 TRAFFIC LOADSK2.3.1 GENERAL ...................................................................................................................................K2 - 7 K2.3.2 DESIGN TRAFFIC LANES ..........................................................................................................K2 - 7K2.3.3 "D" LANE LOADING

K2.3.3.1 Intensity of "D" Loading ...................................................................................................K2 - 7 K2.3.3.2 Lateral Distribution of "D" Loading ...................................................................................K2 - 7K2.3.4 "T" TRUCK LOADING K2.3.4.1 Magnitude of "T" Truck Loading ......................................................................................K2 - 7 K2.3.4.2 Lateral Distribution and Position of "T" Truck Loading .....................................................K2 - 8

K2.3.5 REDUCED TRAFFIC LOADING ..................................................................................................K2 - 8 K2.3.6 DYNAMIC LOAD ALLOWANCE ..................................................................................................K2 - 8 K2.3.7 BRAKING FORCE .......................................................................................................................K2 - 8 K2.3.8 CENTRIFUGAL FORCES ...........................................................................................................K2 - 9 K2.3.9 PEDESTRIAN LOADING .............................................................................................................K2 - 9K2.3.10 COLLISION LOADS ON BRIDGE SUPPORTS

K2.3.10.1 General .........................................................................................................................K2 - 9 K2.3.10.2 Vehicle Impact ..............................................................................................................K2 - 9 K2.3.10.3 Train Impact .................................................................................................................K2 - 10 K2.3.10.4 Ship Impact ..................................................................................................................K2 - 10

K2.4 ENVIRONMENTAL ACTIONSK2.4.1 GENERAL ..................................................................................................................................K2 - 11 K2.4.2 SETTLEMENT .............................................................................................................................K2 - 11 K2.4.3 TEMPERATURE EFFECTS ........................................................................................................K2 - 12 K2.4.4 STREAM FLOW, DEBRIS AND LOG IMPACT ...........................................................................K2 - 14 K2.4.5 HYDROSTATIC PRESSURE AND BUOYANCY .........................................................................K2 - 15 K2.4.6 WIND LOADS ..............................................................................................................................K2 - 15 K2.4.7 EARTHQUAKE EFFECTS ...........................................................................................................K2 - 16

K2.5 OTHER ACTIONSK2.5.1 BEARING FRICTION ...................................................................................................................K2 - 17K2.5.2 VIBRATION EFFECTS

K2.5.2.1 General ............................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.2 Road Bridges ...................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.3 Pedestrian Bridges ..........................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.4 Vibration Problems in Long Span or Flexible Structures .................................................K2 - 17

K2.5.3 CONSTRUCTION LOADS ...........................................................................................................K2 - 17

K2 - i

K2.6 LOAD COMBINATIONSK2.6.1 GENERAL .................................................................................................................................K2 - 19 K2.6.2 EFFECT OF DESIGN LIFE .......................................................................................................K2 - 19 K2.6.3 COMBINATIONS OF PERMANENT ACTIONS .........................................................................K2 - 19 K2.6.4 VARIATION OF PERMANENT ACTIONS WITH TIME .............................................................K2 - 19 K2.6.5 SERVICEABILITY LIMIT STATE COMBINATIONS ..................................................................K2 - 19 K2.6.6 ULTIMATE LIMIT STATE COMBINATIONS ..............................................................................K2 - 19

K2.7 WORKING STRESS DESIGN .....................................................................................................K2 - 20

K2.8 OTHER REQUIREMENTSK2.8.1 STABILITY AGAINST OVERTURNING AND SLIDING .............................................................K2 - 21 K2.8.2 MINIMUM LATERAL RESTRAINT CAPACITY ..........................................................................K2 - 21

K2.9 KERB AND BARRIER DESIGN LOADINGSK2.9.1 KERB DESIGN LOAD .........................................................................................................K2 - 22 K2.9.2 LEVEL 1 BARRIER DESIGN LOADS ........................................................................................K2 - 22 K2.9.3 LEVEL 2 BARRIER DESIGN LOADS ........................................................................................K2 - 22 K2.9.4 LEVEL 3 BARRIER DESIGN LOADS ........................................................................................K2 - 22 K2.9.5 PEDESTRIAN RAILING DESIGN LOADS .................................................................................K2 - 22

K2.10 ROAD SIGNS AND LIGHTING STRUCTURES K2.10.1 GENERAL .................................................................................................................................K2 - 23 K2.10.2 LIMIT STATES ..........................................................................................................................K2 - 23 K2.10.3 DESIGN WIND VELOCITIES ....................................................................................................K2 - 23 K2.10.4 DESIGN WIND LOAD ...............................................................................................................K2 - 23 K2.10.5 DESIGN LOAD COMBINATIONS .............................................................................................K2 - 23

REFERENCESGeneral Source Documents ............................................................................................................................K2 - 24 Selected References .......................................................................................................................................K2 - 24

K2 - ii

DAFTAR ISI

K2.1 PENDAHULUANK2.1.1 RUANG LINGKUP .....................................................................................................................K2 - 1 K2.1.2 PENGATURAN BAGIAN INI .....................................................................................................K2 - 1K2.1.3 PENGGUNAAN BAGIAN INI .....................................................................................................K2 - 1 K2.1.4 KETERANGAN YANG HARUS TERCANTUM DALAM GAMBAR ............................................K2 - 1 K2.1.5 ISTILAH-ISTILAH ......................................................................................................................K2 - 1 K2.1.6 SIMBOL......................................................................................................................................K2 - 2

K2.2 AKSI DAN BEBAN TETAPK2.2.1 UMUM .......................................................................................................................................K2 - 3 K2.2.2 BERAT SENDIRI .......................................................................................................................K2 - 3K2.2.3 BEBAN MATI TAMBAHAN

K2.2.3.1 Umum ............................................................................................................................K2 - 3 K2.2.3.2 Ketebalan yang Diizinkan untuk Pelapisan Kembali Permukaan ...................................K2 - 3 K2.2.3.3 Sarana Lain Jembatan ...................................................................................................K2 - 4

K2.2.4 PENGARUH PENYUSUTAN DAN RANGKAK ..........................................................................K2 - 4 K2.2.5 PENGARUH PRATEGANG........................................................................................................K2 - 4 K2.2.6 TEKANAN TANAH ....................................................................................................................K2 - 4 K2.2.7 PENGARUH TETAP PELAKSANAAN ......................................................................................K2 - 6

K2.3 BEBAN LALU-LINTAS ................................................................................................................K2 - 7 K2.3.1 UMUM ........................................................................................................................................K2 - 7 K2.3.2 LAJUR LALU-LINTAS RENCANA ..............................................................................................K2 - 7K2.3.3 BEBAN LAJUR "D"

K2.3.3.1 Intensitas dari Beban "D" ................................................................................................K2 - 7 K2.3.3.2 Penyebaran Beban "D" pada Arah Melintang .................................................................K2 - 7K2.3.4 PEMBEBANAN TRUK "T"

K2.3.4.1 Besarnya Pembebanan Truk "T" ...........................................................................K2 - 7 K2.3.4.2 Posisi dan Penyebaran Pembebanan Truk "T" dalam Arah Melintang ... .......................K2 - 8K2.3.5 PEMBEBANAN LALU-LINTAS YANG DIKURANGI ..........................................................K2 - 8

K2.3.6 FAKTOR BEBAN DINAMIS ........................................................................................................K2 - 8 K2.3.7 GAYA REM ................................................................................................................................K2 - 8 K2.3.8 GAYA SENTRIFUGAL ...............................................................................................................K2 - 9 K2.3.9 PEMBEBANAN UNTUK PEJALAN KAKI ...................................................................................K2 - 9 K2.3.10 BEBAN TUMBUKAN PADA PENYANGGA JEMBATAN

K2.3.10.1 Umum ................................................................................................................K2 - 9 K2.3.10.2 Tumbukan Dengan Kendaraan ..........................................................................K2 - 9 K2.3.10.3 Tumbukan Dengan Kereta Api ...........................................................................K2 - 10 K2.3.10.4 Tumbukan Dengan Kapal ..................................................................................K2 - 10

K2.4 AKSI LINGKUNGANK2.4.1 UMUM ........................................................................................................................................K2 - 11 K2.4.2 PENURUNAN .............................................................................................................................K2 - 11 K2.4.3 PENGARUH SUHU.....................................................................................................................K2 - 12K2.4.4 ALIRAN AIR, BENDA HANYUTAN DAN TUMBUKAN DENGAN BATANG KAYU ....................K2 - 14 K2.4.5 TEKANAN HIDROSTATIS DAN GAYA APUNG ........................................................................K2 - 15 K2.4.6 BEBAN ANGIN ...........................................................................................................................K2 - 15 K2.4.7 PENGARUH GEMPA .................................................................................................................K2 - 16

K2.5 AKSI-AKSI LAINNYAK2.5.1 GESEKAN PADA PERLETAKAN ..............................................................................................K2 - 17K2.5.2 PENGARUH GETARAN

K2.5.2.1 Umum ............................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.2 Jembatan .......................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.3 Jembatan Penyeberangan .............................................................................................K2 - 17K2.5.2.4 Masalah Getaran untuk Bentang Panjang atau Bangunan yang Lentur ........................K2 - 17

K2.5.3 BEBAN PELAKSANAAN ............................................................................................................K2 - 17

K2 - iii

K2.6 KOMBINASI BEBANK2.6.1 UMUM .....................................................................................................................................K2 - 19 K2.6.2 PENGARUH UMUR RENCANA ..............................................................................................K2 - 19 K2.6.3 KOMBINASI UNTUK AKSI TETAP ..........................................................................................K2 - 19 K2.6.4 PERUBAHAN AKSI TETAP TERHADAP WAKTU ..................................................................K2 - 19 K2.6.5 KOMBINASI PADA KEADAAN BATAS DAYA LAYAN ............................................................K2 - 19 K2.6.6 KOMBINASI PADA KEADAANN BATAS ULTIMATE ..............................................................K2 - 19

K2.7 TEGANGAN KERJA RENCANA ...............................................................................................K2 - 20

K2.8 PERSYARATAN LAINNYAK2.8.1 STABILITAS TERHADAP GULING DAN LONGSOR .............................................................K2 - 21 K2.8.2 KAPASITAS PENGEKANG MELINTANG MINIMUM ..............................................................K2 - 21

K2.9 PEMBEBANAN RENCANA TROTOAR DAN PENGHALANG LALU-LINTASK2.9.1 BEBAN RENCANA TROTOAR ................................................................................................K2 - 22 K2.9.2 BEBAN RENCANA PENGHALANG LALU-LINTAS TINGKAT 1 .............................................K2 - 22 K2.9.3 BEBAN RENCANA PENGHALANG LALU-LINTAS TINGKAT 2 .............................................K2 - 22 K2.9.4 BEBAN RENCANA PENGHALANG LALU-LINTAS TINGKAT 3 .............................................K2 - 22 K2.9.5 BEBAN RENCANA SANDARAN PEJALAN KAKI ...................................................................K2 - 22

K2.10 RAMBU JALAN DAN BANGUNAN PENERANGANK2.10.1 UMUM ....................................................................................................................................K2 - 23 K2.10.2 KEADAAN BATAS .................................................................................................................K2 - 23 K2.10.3 KECEPATAN ANGIN RENCANA ...........................................................................................K2 - 23 K2.10.4 BEBAN ANGIN RENCANA ....................................................................................................K2 - 23 K2.10.5 KOMBINASI BEBAN RENCANA ............................................................................................K2 - 23

PUSTAKADokumen Sumber Umum .............................................................................................................................K2 - 24 Pustaka Pilihan .............................................................................................................................................K2 - 24

K2 - iv

LIST OF TABLESDAFTAR TABEL

Table K2.1 Ultimate Load factors for lateral Earth Pressure ...........................................................K2 - 5

K2 - v

SECTION K2

BRIDGE LOADS

K2.1 INTRODUCTION

K2.1.1 SCOPE

This section of the Code gives details of the usual loadsand actions that affect bridges. The Design Engineershould be aware that other loads may occur and that it ishis responsibility to consider them in the design.

The Design Engineer should take particular care toassess any action which may cause damage out of allproportion to the magnitude of the action.

K2.1.2 ORGANISATION OF SECTION

No commentary.

K2.1.3 HOW TO USE THIS SECTION

No commentary.

K2.1.4 INFORMATION TO BE SHOWN ONDRAWINGS

The drawings are often the only historical record of thebridge construction. It is important that basic designinformation is shown on the drawings, so that in the future:

the effectiveness of proposed maintenancetreatments can be properly assessed;

the bridge rating can be accurately recalculated ifany changes are made to the standard ratingprocedures.

the cause of any structural problems can be easilydetermined.

K2.1.5 GLOSSARY

Load Factor: Normal and Relieving load factors relate to the bridge component under investigation. It is possible,for example, that an action requires the normal loadfactor for strength calculation but may require therelieving load factor for stability calculation.

BAGIAN K2

BEBAN JEMBATAN

K2.1 PENDAHULUAN


Bagian Peraturan ini memberi detail dari beban dan aksiumum yang mempengaruhi jembatan. Akhli TeknikPerencana harus sadar bahwa beban lain dapat terjadidan adalah tanggung jawabnya untukmempertimbangkannya dalam perencanaan.

Akhli Teknik Perencana harus berhati-hati dalammemperkirakan tiap aksi yang dapat menyebabkankerusakan tidak sebanding terhadap besarnya aksi.

K2.1.2 PENGATURAN BAGIAN INI


K2.1.3 PENGGUNAAN BAGIAN INI


K2.1.4 KETERANGAN YANG HARUSTERCANTUM DALAM GAMBAR

Gambar sering merupakan rekaman historissatusatunya dari konstruksi jembatan. Adalah pentingagar keterangan rencana dasar tercantum padagambar, agar dikemudian hari:

efektivitas cara pemeliharaan yang disarankandapat diperkirakan lebih tepat.

penilaian jembatan dapat dihitung ulang dengantepat terhadap tiap perubahan dalam carapenilaian standar.

penyebab dari tiap masalah struktural dapatditentukan dengan mudah.

K2.1.5 ISTILAH-ISTILAH

Faktor Beban: Faktor beban normal dan terkurangiadalah berkaitan dengan komponen jembatan yangditinjau. Adalah mungkin, sebagai contoh, bahwa suatuaksi memerlukan faktor beban normal untuk perhitungankekuatan tetapi dapat memerlukan faktor bebanterkurangi untuk perhitungan stabilitas.

K2 - 1

K2.1.6 SYMBOLS

The symbols adopted for loads and load factorscomprise an integrated system which is meant to prevent ambiguity and confusion. Symbols using theGreek alphabet have been avoided because of printingdifficulties and their general unfamiliarity in Indonesia.

K2.1.6 SIMBOL

Simbol yang digunakan untuk beban dan faktor bebanterdiri dari kesatuan sistim yang dimaksudkan agarmencegah salah pengertian. Simbol dengan hurufYunani dihindari karena kesulitan pencetakan danpenggunaan kurang lajim di Indonesia.

K2 - 2

K2.2 PERMANENT LOADS AND ACTIONS

K2.2.1 GENERAL

The mean mass density of materials is specified ratherthan the characteristic value because the expectedvariation in density is accounted for in the load factors.

The mass density of concrete varies with the concretestrength and the composition of the aggregates. If the mass of concrete is critical in a particular bridge, as inthe case of cantilever construction, tests should becarried out on samples local concrete to measure itsmass density accurately.

K2.2.2 SELF WEIGHT

The different ultimate load factors reflect the differentdegrees of variability between these materials.The ultimate load factors are generally based onoverseas experience (References a, b, c, d) but thevalues for cast-in-place concrete have been varied slightly to reflect the lower levels of control in Indonesia.

K2.2.3 SUPERIMPOSED DEAD LOAD

Although relieving load factors are given, the DesignEngineer should be aware that the worst case mayoccur when the superimposed dead load is completelyremoved.The ultimate load factors are based on overseasexperience as it is expected that the variability of thiskind of load will be similar in Indonesia.

K2.2.3.1 General

Reduced values of UFID may be applicable in the caseof attached utility services, such as pipes, where theweight of the utility service is accurately known.

K2.2.3.2 Resurfacing Allowance

There is ample evidence in Indonesia that asphaltic:oncrete surfacing is often carried carelessly across :he bridge roadway when the approach roads are'esurfaced. Apart from filling up the deck joints,

K2.2 AKSI DAN BEBAN TETAP

K2.2.1 UMUM

Kerapatan masa menengah dari bahan telahdispesifikasi dan bukan nilai karakteristik karena variasiberat isi yang diharapkan telah diperhitungkan dalamfaktor beban.

Kerapatan masa beton bervariasi sesuai kekuatan betondan susunan agregat. Bila masa beton menjadi kritikpada jembatan, seperti pada kasus konstruksikantilever, harus diadakan pengujian benda contoh daribeton setempat untuk mengukur kerapatan masa secaratepat.

K2.2.2 BERAT SENDIRI

Faktor beban ultimate yang berbeda mencerminkantingkat variabilitas berbeda antara bahan-bahan.Faktor beban ultimate umumnya berdasarkanpengalaman diluar negri (Pustaka a,b,c,d) tetapi nilaiuntuk beton cor ditempat sedikit dibedakan untukmencerminkan tingkat pengawasan lebih rendah diIndonesia.

K2.2.3 BEBAN MATI TAMBAHAN

Walaupun faktor beban terkurangi diberikan, AkhliTeknik Perencana harus sadar bahwa keadaan palingburuk dapat terjadi bila beban mati tambahandihilangkan sama sekali.Faktor beban ultimate adalah berdasarkan pengalamandiluar negri karena diharapkan bahwa variabilitas jenisbahan tersebut akan serupa di Indonesia.

K2.2.3.1 Umum

Nilai terkurangi untuk UFID dapat digunakan dalam halbeban sarana pelayanan tambahan, seperti pipa,bilamana berat sarana pelayanan diketahui dengantepat.

K2.2.3.2 Ketebalan yang Diizinkan untukPelapisan Kembali Permukaan

Terjadi kenyataan di Indonesia bahwa permukaan aspallbeton sering terlaksana kurang cermat pada jalankendaraan jembatan bila jalan pendekat dilapis kembali.Selain mengisi hubungan dilatasi lantai,

K2 - 3

this practice adds unnecessary dead load to the bridgeand reduces the overall factor of safety.

The 50 mm resurfacing allowance is a nominal value and the calculated weight should be multiplied by theload factor specified for general cases to obtain thedesign value.

K2.2.3.3 Attachments

No commentary.

K2.2.4 SHRINKAGE AND CREEP EFFECTS

For unrestrained components, shrinkage and creepmainly cause changes in dimensions and deflections.

For restrained components, secondary moments, shearsand reactions will be induced, depending on the relativestiffness of the components. At the ultimate limit state these stiff nesses are affected by concrete cracking andsteel yielding, and the magnitude of the secondaryeffects will change. It is considered adequate to include these effects with an ultimate load factor of 1.0.

K2.2.5 PRESTRESSING EFFECTS

For restrained components prestressing induces similarsecondary effects to shrinkage and creep. Provided theprestressing tendons are fully bonded, it is consideredadequate to calculate these effects using the uncrackedconcrete section and include them with an ultimate loadfactor of 1.0 (References a and 1).

Similarly, it is considered adequate to include the effectsof prestress with a serviceability load factor of 1.0 forpartially prestressed components which may be crackedat serviceability limit states (Reference a)

K2.2.6 EARTH PRESSURE

The lateral earth pressure coefficients depend upon theinternal angle of friction of the soil as follows:

(for simplicity, Ka and Kp are taken as the simpleRankine coefficients for a horizontal ground surface).

cara tersebut menambah beban mati yang tidak perluuntuk jembatan dan mengurangi faktor keamanansecara keseluruhan.

Pelapisan kembali ijin sebesar 50 mm adalah nilainominal dan berat terhitung harus dikalikan denganfaktor beban yang dispesifikasi untuk kasus umum agarmemperoleh nilai rencana.

K2.2.3.3 Sarana Lain Jembatan


K2.2.4 PENGARUH PENYUSUTAN DAN RANGKAK

Untuk komponen tidak tertahan susut dan rangkakterutama menyebabkan perubahan dimensi danlendutan.

Untuk komponen tertahan, akan timbul momen, geserdan reaksi sekunder tergantung pada kekakuan relatifkomponen. Pada keadaan batas ultimate kekakuantersebut dipengaruhi oleh retak beton dan leleh baja,dan besar pengaruh sekunder akan berubah.Dipertimbangkan cukup untuk memasukan pengaruhtersebut dengan faktor beban ultimate sebesar 1.0.

K2.2.5 PENGARUH PRATEGANG

Untuk komponen tertahan prategang menimbulkanpengaruh sekunder serupa dengan susut dan rangkak.Dengan syarat bahwa prategang terikat penuh,dipertimbangkan cukup untuk menghitung pengaruhtersebutdengan menggunakan penampang utuh betondan memasukan faktor beban ultimate sebesar 1.0(Pustaka a dan 1.).

Secara sama dipertimbangkan cukup untuk memasukanpengaruh prategang dengan faktor beban kelayanansebesar 1.0 untuk komponen prategang parsial yangdapat retak pada keadaan batas kelayanan (Pustaka a).

K2.2.6 TEKANAN TANAH

Koefisien tekanan tanah lateral tergantung pada sudutgeser dalam dari tanah sebagai berikut:

(K2.1)

(untuk kesederhanaan, Ka dan Kp diambil sebagaikoefisien Rankine sederhana untuk permukaan tanahhorisontal).

K2 - 4

The lateral earth pressure is given by:

where G = the unit weight of the soiland H = the height of the wall.

The load factors applied to Pa and Pp depend upon:

the design variation of G (VG)

the design variation of Ka, Kp (VK)

the design variation accounting for all other factors(VD)

If VK is accounted for by applying the relevant materialfactor to in equations K2.1, the basic load factor is given by:

(the reciprocal of VF is used in the relieving case)

In order to reflect the greater uncertainties in theestimation of passive earth pressure, the value of VD isincreased for the passive case.

The various values are summarised in Table K2.1, butthe load factors in the Code have been rounded to thenearest 5%.

Tekanan tanah lateral diberikan oleh:

(K2.2)

(K2.2)

dengan G = berat isi tanahdan H = tinggi dinding.

Faktor beban yang digunakan untuk Pa dan Pptergantung pada:

variasi rencana dari G (VG)

variasi rencana dari Ka, Kp (VK)

variasi rencana dengan memperhitungkan Semuafaktor lain (VD)

Bila VK diperhitungkan dengan menggunakan faktorbahan relevan untuk dalam rumus K2.1, faktor bebandasar diberikan oleh:

(kebalikan dari VF digunakan dalam kasus terkurangi)

Agar mencerminkan lebih banyak ketidakpastian dalamperkiraan tekanan tanah pasif, nilai Vc ditingkatkanuntuk kasus pasif.

Berbagai nilai diringkas dalam Tabel K 2.1, tetapl faktorbeban dalam Peraturan dibulatkan sampai 5% terdekat.

Table K2.1 Ultimate Load Factors for Lateral Earth PressureTabel K2.1 Faktor Beban Ultimate untuk Tekanan Tanah Lateral

VFCase

Kasus VG Vo

NormalBiasa Relieving

Terkurangi

Active - measuredAktif - terukur 20% 10% 1.22 0.82

Passive - measuredPasif - terukur 20% 14% 1.24 0.80

Active - assumedAktif - anggapan 30% 20% 1.36 0.73

Passive - assumedPasif - anggapan 30% 28% 1.41 0.71

K2 - 5

These values of load factor are further modified by thematerial factor applied to tan m.

The calculation of the at-rest lateral earth pressure isconsidered to have similar uncertainly to passive earthpressure, so the same load factors are applied. It isemphasized that the at rest earth pressure is sensitive tothe rigidity of the wall foundations and the method ofcompaction. This is dealt with in Section 4.

K2.2.7 PERMANENT CONSTRUCTIONEFFECTS

Permanent construction effects are usually induced incontinuous bridges by:

progressive construction of the concrete deck slab

progressive removal of falsework at intermediateconstruction stages

progressive prestressing

In most cases these effects will be caused by self weightor prestressing, and the load factors to be used shall bethose associated with the causative action. In other(rare) cases the load factors listed in clause 2.2.7 shallbe used.

Nilai faktor beban tersebut kemudian dimodifikasi olehfaktor bahan yang digunakan pada tan m.

Perhitungan tekanan tanah keadaan diamdipertimbangkan mempunyai ketidakpastian serupadengan tekanan tanah pasif, sehingga digunakan faktorbeban sama. Perlu ditekankan bahwa tekanan tanahkeadaan diam adalah peka terhadap kekakuan pondasidinding dan cara pemadatan. Hal ini dibahas dalamBagian 4.

K2.2.7 P E N G A R U H T E T A PPELAKSANAAN

Pengaruh pelaksanaan yang permanen umumnyatimbul pada jembatan menerus oleh:

pelaksanaan bertahap dari pelat Iantai beton

pembongkaran bertahap dari perancah pada tahapantara selama pelaksanaan

prategang bertahap

Dalam kebanyakan kasus pengaruh tersebut akandisebabkan oleh berat sendiri atau prategang, danfaktor beban yang digunakan harus berkaitan denganaksi penyebab. Dalam kasus lain (jarang) faktor bebanyang terdaftar dalam pasal 2.2.7 harus digunakan.

K2 - 6

K2.3 TRAFFIC LOADS

K2.3.1 GENERAL

This Code changes the previous Indonesian designtraffic loads which are detailed in Reference e.

The "D" lane load has been simplified and the rules forits application have been made clearer.

The "T" truck load is now to be applied as a bridge load,instead of just a deck slab load. This will haveimplications for the design of small bridges.

These changes have been made in the interest of safetyand simplicity. The basic design loading has been leftalmost unchanged while the other loads have beenrationalised. The effect of the changes should benegligible for standard types of bridges, although therewill be a slight increase in traffic loads for bridges withfour or more lanes.

K2.3.2 DESIGN TRAFFIC LANES

Design traffic lanes are required to define the numberand position of the "T" truck loads.

K2.3.3 "D" LANE LOADING

K2.3.3.1 Intensity of "D" Loading

The ultimate load factor for this load has been adoptedfrom Reference d. While Indonesia has its own uniquetraffic patterns, it is reasonable to expect the distributionof extremely heavy loads to be similar to other countries.The "D" loading is similar in magnitude to the HA loadingof BS 5400 and the corresponding ultimate load factorfrom BS 5400 has been adopted.

K2.3.3.2 Lateral Distribution of "D" Loading

The intension of this clause is identical to Ref. e.

K2.3.4 "T" TRUCK LOADING

K2.3.4.1 Magnitude of "T" Truck Loading

This identical to the truck load specified in Ref. e, exceptthat the axle spacing is now variable between 4 m and 9m to give a more adverse effect on continuous decks.

K2.3 BEBAN LALU-LINTAS

K2.3.1 UMUM

Peraturan ini mengubah beban lalu lintas rencana Indonesia sebelumnya yang diperinci dalam Pustaka e.

Beban lajur "D" telah disederhanakan dan carapenggunaannya diperjelas.

Beban truk "T" sekarang digunakan sebagai bebanjembatan, sebelumnya hanya merupakan beban Iantaijembatan. Hal ini akan mempunyai penerapan untukrencana jembatan kecil.

Perubahan tersebut dibuat mengingat keamanan dankesederhanaan. Pembebanan rencana dasar dibiarkanhampir tidak berubah sedang beban lain dibuat lebihwajar. Pengaruh perubahan dapat diabaikan untukjembatan jenis standar walaupun akan terjadi sedikitpeningkatan dalam beban lalu lintas untuk jembatandengan empat atau lebih lajur.

K2.3.2 LAJUR LALU-LINTAS RENCANA

Lajur lalu lintas rencana diperlukan untuk menetapkanjumlah dan kedudukan beban truk "T".

K2.3.3 BEBAN LAJUR "D"

K2.3.3.1 Intensitas dari Beban "D"

Faktor beban ultimate untuk beban tersebut telahdiambil dari Pustaka d. Karena Indonesia mempunyaipola lalu lintas khas, adalah wajar untuk mengharapkandistribusi beban berat ekstrim serupa dengan negaralain. Pembebanan "D" serupa besarnya denganpembebanan HA dari BS 5400 dan telah diambil faktorbeban ultimate bersangkutan dari BS 5400.

K2.3.3.2 Penyebaran Beban "D" padaArahMelintang

Maksud pasal ini adalah identik dengan Pustaka e.

K2.3.4 PEMBEBANAN TRUK "T"

K2.3.4.1 Besarnya Pembebanan Truk "T"

Ini adalah identik dengan beban truk yang dispesifikasidalam Pustaka e, kecuali bahwa jarak antara gandarsekarang variabel antara 4 m dan 9 m untuk memberikan pengaruh terburuk pada lantai menerus.

K2 - 7

K2.3.4.2 Lateral Distribution and Position of "T"Truck Loading

The provisions of this clause are similar to overseasdesign codes which use truck-type loadings.

K2.3.5 REDUCED TRAFFIC LOADING

This reduction only appliers to the "D" loading.Extremely heavy axle loads are possible even on lightlytrafficked roads, so no reduction is permitted in the "T"loading.

K2.3.6 DYNAMIC LOAD ALLOWANCE

The dynamic loading is a complex interaction betweenmoving vehicles and the bridge, and it depends on thedynamic characteristics of the bridge as well as thevehicle suspensions. However, the demands of bridgedesign require that a simple formulation be provided sothat the designer can predict the dynamic loading beforethe bridge configuration has been finalised.

K2.3.7 BRAKING FORCE

Braking decelerations can be as high as 1 g in modernheavy vehicles and the minimum braking load has thusbeen selected as the approximate equivalent to a singleheavy vehicle braking at this deceleration.

Braking force for multi-lane loading is affected by twoconsiderations:

i. the reduced probability of having critical traffic loads in more than one lane at the same time.

ii. the reduced probability of vehicles in all loadedlanes braking simultaneously.

For these reasons, the design force for multi-lanestructures has been selected to be the same as for asingle lane structure.

For long bridges, the likelihood of all vehicles in a lanebraking simultaneously is unlikely and an upper limit of500 kN for the longitudinal braking force on a structurehas been selected.

Where restraint capacity is provided by severalindividual restraints, the load distribution to each shouldtake account of the effect of construction tolerances ofthe restraint system, as well as the

K2.3.4.2 Posisi dan Penyebaran PembebananTruk "T" dalam Arah Melintang

Persyaratan pasal ini serupa dengan peraturanperencanaan luar negeri yang menggunakanpembebanan jenis truk.

K2.3.5 PEMBEBANAN LALU-LINTAS YANGDIKURANGI

Pengurangan ini hanya berlaku untuk Pembebanan "D".Beban berat ekstrim adalah mungkin, juga pada jalandengan lalu lintas ringan, sehingga tidak diijinkanpengurangan untuk Pembebanan "T".

K2.3.6 FAKTOR BEBAN DINAMIS

Pembebanan dinamis adalah interaksi rumit antarakendaraan bergerak dan jembatan, dan tergantungpada karakteristik dinamis jembatan dan suspensikendaraan. Bagaimanapun, perencanaan jembatanmenuntut penyediaan perumusan sederhana agarPerencana dapat memperkirakan pembebanan dinamissebelum konfigurasi jembatan diselesaikan.

K2.3.7 GAYA REM

Deselerasi rem dapat menjadi sebesar 1 g dalamkendaraan berat modern dan demikian beban remminimum telah dipilih sebagai perkiraan ekivalen untukkendaraan berat tunggal yang mengerem padadeselerasi tersebut.

Gaya rem untuk pembebanan lajur majemukdipengaruhi oleh dua pertimbangan:

i. kemungkinan menurun bahwa beban lalu lintaskritik terjadi dalam lebih dari satu lajur pada saatsama.

ii. kemungkinan menurun bahwa kendaraan dalamsemua lajur terbebani mengerem bersama.

Karena alasan tersebut,gaya rencana untuk strukturlajur majemuk telah dipilh sama seperti untuk struktur satu lajur.

Untuk jembatan panjang,kemungkinan bahwa semuakendaraan dalam lajur mengerem bersama adalah tidakwajar dan suatu batas atas sebesar 500 kN untuk gayarem memanjang pada struktur telah dipilih.

Bila diadakan kapasitas penahan oleh beberapapenahan tersendiri, pembagian beban pada setiapnyaharus memperhitungkan pengaruh toleransipelaksanaaan sistim penahan, dan juga kekakuan

K2 - 8

relative stiffnesses of portions of the structure.

K2.3.8 CENTRIFUGAL FORCES

Centrifugal forces are based on the total design trafficload travelling at the design speed of the road. Thisprovision is basically unchanged from Reference e.

It is considered impractical for centrifugal and breakingforces to be applied simultaneously.

K2.3.9 PEDESTRIAN LOADING

For sidewalks on road bridges the pedestrian loadingdecreases as the area of sidewalk increases inrecognition of the decreasing probability of crowdloading over large areas. BS5400 uses the same reduction factor as the HA uniformly distributed load, butthis approach is considered too complicated. Acombination of straight lines has been adopted.

The high ultimate load factor is justified by theconsequences of failure of sidewalk supporting structures.

K2.3.10 COLLISION LOADS ON BRIDGESUPPORTS

K2.3.10.1 General

While slender bridge piers may be aestheticallypleasing, they are susceptible to collapse under forcesfrom vehicle collision. Where impact on piers is possible,the Design Engineer should either protect the pier withrigid barriers or design the pier to withstand the collisionforces.

K2.3.10.2 Vehicle Impact

This provision has been adopted from Reference 16.A 10 deg. impact angle is considered more in line withrecent investigations (Reference 6) into actual trafficbehaviour. However, for piers on a skew or next tocurved roadways, the Design Engineer should considerother possible angles of impact.

The 1000 kN design load does not represent themaximum force required to stop a maximum legal weightvehicle. The maximum force depends on the flexibility ofthe pier and its mass, and the crushing characteristicsand impact speed of the vehicle. If the pier is next to ahigh speed roadway (design speed > 60 kph) the DesignEngineer should

relatif dari bagian-bagian struktur.

K2.3.8 GAYA SENTRIFUGAL

Gaya sentrifugal adalah berdasarkan beban lalu lintasrencana total yang melintasi pada kecepatan rencanadari jalan. Persyaratan ini pada dasarnya tidak berubahterhadap Pustaka e.

Dipertimbangkan tidak praktis bahwa gaya-gayasentrifugal dan rem bekerja secara bersama.

K2.3.9 PEMBEBANAN UNTUK PEJALANKAKI

Untuk trotoar pada jembatan jalan raya, pembebananpejalan kaki meningkat bila luas trotoar meningkatdengan memperhatikan kemungkinan yang berkurangbahwa pembebanan padat pada luas besar. BS 5400menggunakan faktor reduksi sama seperti beban terbagirata HA, tetapi pendekatan ini dipertimbangkan terlalusulit. Suatu kombinasi garisgaris lurus telah diambil.Faktor beban ultimate tinggi dibenarkan mengingatakibat dari keruntuhan struktur pendukung trotoar.

K2.3.10 BEBAN TUMBUKAN PADAPENYANGGA JEMBATAN

K2.3.10.1 Umum

Walaupun pilar jembatan yang langsing adalah estetikdipandang, mereka mungkin runtuh akibat gaya tumbukkendaraan. Bila tumbukan pada pilar menjadi mungkin,Akhli Teknik Perencana harus melindungi pilar denganpenghalang kaku atau merencanakan pilar agarmenahan gaya tumbuk.

K2.3.10.2 Tumbukan Dengan Kendaraan

Persyaratan ini telah diambil dari Pustaka 16.Suatu sudut tumbuk sebesar 10 derajatdipertimbangkan lebih sesuai dengan penyelidikan baru(Pustaka 6) mengingat perilaku lalu lintas aktual.Bagaimanapun untuk pilar pada kemiringan atau jalan melengkung, Akhli Teknik Perencana harusmempertimbangkan kemungkinan sudut tumbukan lain.

Beban rencana 1000 kN tidak mewakili gaya maksimumyang diperlukan untuk menghentikan kendaraan beratijin maksimum. Gaya maksimum tergantung padafleksibilitas pilar dan masanya, dan karakteristiktabrakan dan kecepatan tumbuk dari kendaraan. Bilapilar berdekatan jalan raya kecepatan tinggi (kecepatanrencana > 60 kph) Akhli Teknik

K2 - 9

investigate higher impact forces.

Flexible steel beam rails are not capable of stopping aheavy vehicle, hence concrete safety barriers arerecommended.

K2.3.10.3 Train Impact

No commentary.

K2.3.10.4 Ship Impact

Ship impact on bridge piers is a specialised field of studyand the Design Engineer should seek advice from anacknowledged expert when considering the design ofprotection works.

Bridge piers may be designed without protectionprovided the Authority makes a specific decision that therisk of pier and superstructure collapse is acceptablecompared with the high cost of ensuring pier protection.

Perencana harus menyelidiki gaya tumbuk lebih besar.

Penghalang balok baja fleksibel tidak mampumenghentikan kendaraan berat, jadi dianjurkanpenghalang pengaman dari beton.

K2.3.10.3 Tumbukan Dengan Kereta Api


K2.3.10.4 Tumbukan Dengan Kapal

Tumbukan kapal pada pilar jembatan adalah bidangspesialisasi khusus dan Akhli Teknik Perencana harusmencari nasihat dari tenaga akhli bila mempertimbangkan perencanaan pekerjaan pengaman.

Pilar jembatan dapat direncanakan tanpa pengamanbila yang Berwenang membuat keputusan khususbahwa risiko keruntuhan pilar dan bangunan atas dapatditerima bila dibandingkan dengan biaya tinggi untukmenjamin keamanan pilar.

K2 - 10

K2.4 ENVIRONMENTAL ACTIONS

K2.4.1 GENERAL

The Design Engineer must be aware that other naturalhazards exist which are not mentioned in the Code.These other hazards are usually specific to a particularsite and it will be necessary for the Design Engineer topersonally visit the site to:

i. determine whether such hazards are present,and

ii. take appropriate action to account for these hazards in his design.

The kinds of hazards referred to are:

potential landslides;

volcanoes;

active fault zones;

severe air or water pollution that can accelerate thedeterioration of a bridge;

active stream bank erosion upstream from the site;

There is also a risk that some local features of the sitecan magnify the effects of the normal design actions.Local topography may cause wind channelling thatsignificantly increases the design wind speed; the depthand nature of the local soils may increase theearthquake ground motions above the expected value;local temperature variations may be greater thanexpected, etc.

K2.4.2 SETTLEMENT

The Design Engineer should investigate the effects ofplacing high (> 5 m) embankment fills over compressiblesub-strata. Consolidation can cause high downwardloads on the abutment piles (negative skin friction) andalso substantial horizontal forces and deflection.

Recommended maximum of limits of differentialsettlement are:

i. uniform settlement of one pier or abutment to cause a dip in the bridge deck:

max. settlement = span / 200 for simplysupported spans

= span / 300 for continuous spans

K2.4 AKSI LINGKUNGAN

K2.4.1 UMUM

Akhli Teknik Perencana harus sadar bahwa terdapalbahaya alam lain yang tidak disebut dalam Peraturan.Bahaya lain tersebut umumnya khas untuk lokasitertentu dan perlu bahwa Akhli Teknik Perencanameninjau sendiri ke lokasi tersebut untuk:

i. menentukan apakah bahaya tersebut ada, dan

ii. mengambil tindakan tepat untuk memperhitungkanbahaya tersebut dalam perencanaan

Jenis bahaya yang dimaksud adalah:

kelongsoran tanah potensial;

gunung berapi;

daerah patahan aktif;

pencemaran udara dan air yang parah dapatmempercepat kerusakan jembatan;

erosi aktif pada tebing sungai disebelah atas arusdari lokasi;

Juga terdapat risiko bahwa beberapa fakta lapangansetempat dapat memperbesar pengaruh aksi normalrencana. Topografi setempat dapat menyebabkan arusangin yang meningkatkan kecepatan angin rencana;kedalaman dan sifat tanah setempat dapatmeningkatkan gerakan gempa tanah diatas nilai yangdiharapkan. Variasi suhu setempat dapat menjadi lebihbesar dari yang diharapkan, dsb.

K2.4.2 PENURUNAN

Akhli Teknik Perencana harus menyelidiki pengaruhpenempatan timbunan tinggi (> 5 m) diatas lapis tanahdasar yang kompresibel. Konsolidasi dapatmenyebabkan beban kebawah yang besar pada tiangpangkal jembatan (gesek permukaan negatif) dan juga gaya horisontal serta lendutan yang besar.

Batas perbedaan penurunan yang dianjurkan adalah:

i. penurunan merata dari satu pilar atau pangkalyang menyebabkan penurunan dalam lantaijembatan:

penurunan maks = bentang / 200 untukbentang sederhana

= bentang / 300 untukbentang menerus

K2 - 11

ii. non-uniform settlement of one side of a pier orabutment causing a twist in the bridge deck:

max twist (radius) = Span /4000 for slabsand I girder bridges

= span /10,000 for box-type bridges and voidedslabs

It is recommended that a proper geotechnicalinvestigation be carried out for all expect the smallestbridges (See Section 4).

K2.4.3 TEMPERATURE EFFECTS

All bridges are subjected to stresses and/or movementsresulting from temperature variation. Although timedependent variations in the effective bridge temperaturehave caused problems in both reinforced andprestressed concrete bridges, detrimental effectscaused by temperature differential within thesuperstructure have occurred, thus far, only inprestressed bridges. (Reference 7).

Except in extreme cases, concrete bridges will not suffer a sudden loss of strength as a result of temperaturechanges. The primary detrimental effect from temperature variation is the formation of unacceptablecracks in the concrete that reduce the serviceability ofthe bridge. Strength loss may eventually result if these cracks contribute to accelerated deterioration. Safetycould be affected if the deterioration were to escapedetection, as might be the case if prestress strandsconcealed from inspection were to corrode. Because thetotal elimination of cracks in concrete bridges is notpossible, the Code requirements are designed to limittemperature induced cracking to acceptable levels.

Although the Code does not specifically addressfalsework loads and temperature differentials resultingfrom the heat of hydration in thick members, the Coderequirements will be useful in determining those effects. Heat of hydration cooling can be an important cause ofcracking, such as in the case of curing and/or cooling ofthe top deck slab which is cast on top of the previouslyconstructed bottom slab and/or stems which providerestraint against movement.

Average bridge temperatures: Fluctuations in averagebridge temperatures result in expansion and contractionof the superstructure. These movements, in turn, inducestresses in supporting elements such as columns orpiers, and result in horizontal movement of theexpansion joint. The magnitude of these stresses andmovements on a given bridge depends on the range oftemperature

ii. penurunan tidak merata dari satu sisi pilar ataupangkal yang menyebabkan puntir dalam lantaijembatan:

puntir maks (radius) = bentang/4000 untukjembatan pelat dangelagar I

= bentang/10,000 untukjembatan jenis boks danIantai berongga

Dianjurkan bahwa dilaksanakan penyelidikan geotekniksesuai untuk semua jembatan kecuali jembatan kecil(lihat Bagian 4).

K2.4.3 PENGARUH SUHU

Semua jembatan mengalami tegangan dan/ataugerakan akibat variasi suhu. Walaupun variasi yangtergantung waktu dalam suhu jembatan efektif telahmenimbulkan masalah dalam jembatan beton bertulangdan prategang, pengaruh merusak yang disebabkanoleh perbedaan suhu dalam bangunan atas telah terjadi,selama ini, hanya dalam jembatan beton prategang(Pustaka 7).

Kecuali dalam kasus ekstrim, jembatan beton tidakmenderita kehilangan kekuatan serentak sebagai hasildari perubahan suhu. Pengaruh merusak utama darivariasi suhu adalah pembentukan retak yang merugikanuntuk beton, dan mengurangi kelayanan jembatan.Kehilangan kekuatan dapat terjadi bila retakan tersebutmempercepat laju kerusakan. Keamanan dapatterpengaruh bila kerusakan luput dari pemeriksaan,yang merupakan kasus bila kabel prategang yangtertutup terhadap pemeriksaan berada dalam karat.Karena tidak mungkin untuk menghilangkan retaksecara total dalam jembatan beton, persyaratanPeraturan direncanakan agar membatasi retak akibatsuhu sampai batas yang dapat diterima.

Walaupun Peraturan tidak secara khusus membahasbeban acuan penyangga dan perbedaan suhu akibatpanas hidrasi dalam unsur tebal, syarat Peraturan akanberguna dalam penentuan pengaruh tersebut. Panashidrasi yang mendingin dapat menjadi sebab penting dari retakan, seperti dalam kasus perawatan dan/ataupendinginan tepi atas lantai pelat yang dicor diataslantai dasar yang dibuat sebelumnya dan/atau badangelagar yang mengadakan tahanan terhadap gerakan.

Suhu rata-rata dari jembatan: Fluktuasi suhu rataratajembatan menghasilkan muai dan susut pada bangunanatas. Gerakan tersebut, kemudian, mengembangkantegangan dalam elemen pendukung seperti kolom danpilar, dan menghasilkan gerakan horisontal dalamhubungan dilatasi. Besar tegangan dan gerakantersebut pada jembatan tertentu tergantung pada batasvariasi suhu dan suhu

K2 - 12

variation and the temperature of the bridge at the time ofconstruction.

If the Design Engineer is to determine the amount ofexpansion and contraction that can be expected tooccur on a given bridge to be built in a given location,they will need to assume an average temperature at thetime of construction.

Differential temperature: Variations in temperature atdifferent depths of the superstructure caused by solarradiation effects may result in significant temperatureinduced fibre stresses. These stresses are induced intwo ways. The first occurs when bending moments aregenerated in continuous spans as a result of thedifferences between the deformations in the top and bottom fibres. The deformations will cause a deflectionin the superstructure; restraint stresses result when thisdeflection is restrained by structure continuity. Thesecond way in which stresses are induced is whennonlinear temperature variations through the depth ofthe section cause initially plane sections of thesuperstructure to become distorted (distortion stresses). Because shallow superstructures have not beenadversely affected in the past by temperaturedifferentials, design thermal gradients are unlikely tohave any significant effects on superstructures less then 0.6 m deep (Reference 7).

The design thermal gradient has been adopted from theNew Zealand Code (Reference 8). This gradient wasdeveloped in New Zealand after considerablemeasurements of actual temperature distributions inbridges, and has since been corroborated by similarwork in America (Reference 7).

The design temperature gradients do not include anallowance for the effects of bituminous surfacing. Forthicknesses of surfacing up to about 50 mm there wouldbe no significant effect on the design gradient since theincrease in absorption is approximately compensated bythe insulation effect of the surfacing. However, withgreater thicknesses, the heat sink and insulation effects could significantly reduce the temperature differential(refer to BS 5400 - Reference d).

Significance at Limit States: There is a tendency fordesigners to consider thermal effects in bridges in termsof equivalent forces or moments. Although this isacceptable at service load levels it can lead tomisconception of the significance of thermal loading atultimate behaviour. At service loads, the total effect isfound by adding the thermal deformation to the deformation induced by dead plus live load. At ultimate,the factored thermal deformation is added to thedeformation induced by the factored service loads. Theequivalent thermal force is clearly of less significancethan at service loads due to the nonlinearity of the forcedeformation curve (Reference 9).

jembatan pada saat dibangun.

Bila Akhli Teknik Perencana akan menentukan besarnyamuai dan susut yang dapat diharapkan terjadi dijembatan tertentu yang dibangun di lokasi tertentu,mereka akan memerlukan perkiraan suhu rata-rata pada saat pembangunan.

Perbedaan suhu: Variasi suhu untuk kedalamanberbeda pada bangunan atas yang disebabkan olehpengaruh radiasi solar, dapat menghasilkan teganganserat berarti akibat suhu. Tegangan tersebut timbul dengan dua cara. Yang pertama terjadi bila momenlentur dikembangkan dalam bentang menerus sebagaihasil dari perbedaan antara deformasi serat atas dan bawah. Deformasi akan menyebabkan lendutanbangunan atas; tegangan menahan dihasilkan bilalendutan ini tertahan oleh menerusnya struktur. Carakedua padamana tegangan timbul adalah bila variasisuhu tidak linier sepanjang kedalaman penampangmenyebabkan bagian bidang yang semula rata menjadi keluar bentuk (tegangan gangguan). Karena bangunan atas yang dangkal selama ini tidak terpengaruh secaramerugikan oleh perbedaan suhu, gradien suhu rencanatidak diharapkan mempunyai pengaruh berarti untukbangunan atas dengan tinggi kurang dari 0.6 m (Pustaka 7).

Gradien suhu rencana telah diambil dari Peraturan NewZealand (Pustaka 8). Gradien ini dikembangkan di NewZealand setelah sejumlah pengukuran distribusi suhuaktual dalam jembatan, dan kemudian ditunjang olehpekerjaan serupa di Amerika (Pustaka 7).

Gradien suhu rencana tidak memasukan toleransi untukpengaruh permukaan aspal. Untuk tebal permukaan sampai sekitar 50 mm, tidak akan ada pengaruh besarpada gradien rencana karena kenaikan penyerapankurang lebih terimbangi oleh pengaruh penyekatan daripermukaan. Bagaimanapun dengan tebal lebih besar,turunnya panas dan pengaruh penyekatan sangatmengurangi perbedaan suhu (lihat BS 5400 - Pustakad.).

Kepentingan pada keadaan batas: Terdapatkecenderungan Perencana untukmempertimbangkanpengaruh suhu pada jembatan sebagai gaya ataumomen ekivalen. Walaupun ini dapat diterima padatingkat beban layan, hal ini dapat menuju pada salahpengertian untuk kepentingan pembebanan suhu padaperilaku ultimate. Pada beban layan, pengaruh totaldiperoleh dengan menambah deformasi suhu padadeformasi yang timbul oleh beban mati dan beban hidup. Pada ultimate, deformasi suhu terfaktor ditambahpada deformasi yang timbul oleh beban layan terfaktor.Gaya ekivalen suhu jelas kurang berarti dibandingbeban layan karena tidak liniernya lengkung deformasibeban (Pustaka 9).

K2 - 13

Reinforced and partially prestressed concrete sections:are usually cracked at serviceability limit states, but issufficiently accurate to calculate the serviceabilitydistortion stress using uncracked section properties. Theserviceability restraint stresses may also be calculatedusing the uncracked section, but they should then befactored by "k",

where k = ratio of neutral axis depth at the critical section to the overall sectiondepth at serviceability (excluding thermal effects)

and k 0.5

At the ultimate limit state, distortion stresses may beignored and the restraint stresses calculated as abovewith k = 0.5.

Fully prestressed concrete sections: are uncracked atthe serviceability limit state and the uncracked sectionproperties should be used for calculating thermalstresses. At the ultimate limit state theybehave the same as partially prestressed sections.

Steel and steel composite sections: are fully elastic atthe serviceability limit state and both restrain anddistortion stresses should be included. Slendermembers are also required to be elastic at the ultimatelimit state (see Section 7) and should also be designedfor full temperature effects. Members which arepermitted to yield at the ultimate limit state need not bedesigned for distortion stresses.

Although longitudinal flexural stresses induced byrestraint of vertical temperature gradients are the mostsignificant effect of thermal loading, a numberof other aspects are important, and should beconsidered in design. Restraint of thermal hoggingcurvatures involves a redistribution of support reactions,with increased shear force in the end spans, and thepossibility of bearing failure at abutments. Transversestresses of substantial magnitude can be induced,particularly in closed sections, such as box girders.These aspects are dealt with in Reference 10. Hoggingof falseworksupported concrete bridges duringconstruction can induce redistribution of falsework loads,with possible overload of some supporting members.

K2.4.4 STREAM FLOW, DEBRIS AND LOG IMPACT

The Design Engineer is reminded that if scour is possible then the following two conditions should beinvestigated:

i. the case with maximum scour, which will

Penampang beton bertulang dan prategang:adalah umumnya retak pada keadaan batas kelayanan,tetapi adalah cukup tepat untuk menghitung tegangangangguan kelayanan dengan menggunakan besaranpenampang utuh. Tegangan menahan pada kelayanandapat dihitung juga dengan menggunakan penampang retak, tetapi mereka harus difaktor oleh "k",

dengan k = perbandingan tinggi garis netralpotongan kritik terhadap tinggipotongan total pada kelayanan (tidaktermasuk pengaruh suhu)

dan k 0.5

Pada keadaan batas ultimate, tegangan gangguan dapat diabaikan dan tegangan menahan dihitung sepertidiatas dengan k = 0.5.

Penampang beton prategang penuh: adalah utuhpada keadaan batas kelayanan dan besaranpenampang utuh harus digunakan untuk menghitungtegangan suhu. Pada keadaaan batas ultimate merekaberperilaku seperti penampang prategang parsial.

Penampang baja dan komposit baja: adalah elastispenuh pada keadaan batas kelayanan dan tegangangangguan dan menahan harus dimasukan. Unsurlangsing juga harus menjadi elastis pada keadaan batasultimate (lihat Bagian 7) dan juga harus direncanakanterhadap pengaruh suhu penuh. Unsur yangdiperbolehkan untuk leleh pada keadaan batas ultimatetidak perlu direncanakan terhadap tegangan gangguan.

Walaupun tegangan lentur memanjang yang timbul olehpenahanan gradien suhu vertikal adalah pengaruhpaling berarti dari pembebanan suhu, sejumlah aspeklain adalah penting, dan harus dipertimbangkan dalamrencana. Penahanan dari lengkung lawan lendutmencakup distribusi ulang dari reaksi perletakan,dengan gaya geser meningkat dalam bentang pinggir,dan kemungkinan keruntuhan daya dukung di pangkaljembatan. Tegangan melintang yang cukup besar dapattimbul, terutama dalam penampang tertutup sepertiboks. Aspek ini dibahas dalam Pustaka 10. Lawanlendut dari jembatan beton tertunjang penyanggaselama pelaksanaan, dapat menimbulkan distribusiulang dari beban penyangga, dengan kemungkinanbeban lebih pada beberapa unsur penyangga.

K2.4.4 ALIRAN AIR, BENDA HANYUTANDAN TUMBUKAN DENGAN BATANGKAYU

Akhli Teknik Perencana diingatkan bahwa bila adakemungkinan gerusan maka kedua kondisi berikut harusdiselidiki:

i. Kasus dengan gerusan maksimum, yang

K2 - 14

generally prove critical for structural forces; and

ii. the case of minimum or no scour, which is criticalfor backwater effects.

Limit States: If the design flood for the ultimate limitstate will submerge the bridge superstructure, theDesign engineer is strongly advised to investigateintermediate stages in the flood height. This is importantbecause the maximum water forces on the superstructure can occur when it is just overtopped.

Forces on Piers Due to Water Flow: In bridgestructures subjected to water flow, the major loads aresustained by the piers. There is a scarcity of informationon the calculation of water flow forces on piers. Theforces take the form of drag, parallel to the direction offlow, plus transverse 'lift', when the flow is skewed to the plane of the pier, and sometimes fluctuating transverseforces when the shape of the pier is bluff and producesvortices in the flow. Water flow forces tend to becomesignificant when piers are tall and slender with flows ofconsiderable depth and velocity.

'Lift' type forces have generally been ignored by codesin the past, but these can be large in plate or wall typepiers and in submerged decks which are superelevated.Since there is no guarantee that, under flood conditions,flow direction will not be angled to pier axes, the DesignEngineer should use pier shapes which are insensitiveto angled flow.

Consideration should be given to flood forces beingapplied to piers and abutments during construction andbefore the deck structure has been installed. Thesubject is discussed at some length by Apelt (Reference11) and Apelt and Isaacs (Reference 12). Littleinvestigation seems to have been devoted to waterforces on different pier shapes. However, these loadswill generally be less critical than debris loading.

K2.4.5 HYDROSTATIC PRESSURE ANDBUOYANCY

An Ultimate Load Factor of 1.0 has been adopted inview of the predictable nature of hydrostatic andbuoyancy forces.

K2.4.6 WIND LOADS

The serviceability design wind velocities are based onthe existing Indonesian Loading Regulation for buildings(Reference 13) which gives the following basic designwind pressures:

general = 25 kg /M2, corresponding to a wind

umumnya menjadi kritik untuk gaya struktural; dan

ii. Kasus dengan minimum atau tanpa gerusan,yang menjadi kritik untuk pengaruh arusmembalik.

Keadaan batas: Bila aliran rencana untuk keadaanbatas ultimate akan merendam bangunan atasjembatan, Akhli Teknik Perencana sangat dianjurkanuntuk menyelidiki tahap menengah dalam tinggi banjir.Hal ini penting karena gaya air maksimum padabangunan atas dapat terjadi bila tepat terlewati air.

Gaya pada pilar akibat aliran air: Pada strukturjembatan yang menahan aliran air, beban utamaditahan oleh pilar. Terdapat sedikit keterangan mengenai perhitungan gaya aliran air pada pilar. Gaya-gaya berbentuk tarikan, sejajar arah aliran, ditambah'angkat' melintang, bila aliran bersudut terhadap bidangpilar, dan kadang-kadang gaya melintang berfluktuasibila bentuk pilar adalah tumpul dan menyebabkanpusaran dalam aliran. Gaya aliran air memaksa menjadiberarti bila pilar adalah tinggi dan langsing dengankedalaman serta kecepatan aliran yang besar.

Jenis gaya 'angkat' umumnya diabaikan oleh Peraturanlama, tetapi mereka dapat menjadi besar pada jenispilar pelat atau dinding dan pada lantai terendam yangdisuperelevasi. Karena tidak terjamin bahwa, selamabanjir, arah aliran tidak bersudut terhadap sumbu pilar,Akhli Teknik Perencana harus menggunakan bentukpilar yang tidak terpengaruh oleh aliran bersudut.

Pertimbangan harus diberikan pada gaya aliran yangbekerja pada pilar dan pangkal selama pelaksanaandan sebelum struktur lantai terpasang. Hal ini dibahassebagian oleh Apelt (Pustaka 11) dan Apelt dan Isaacs(Pustaka 12). Hanya terdapat sedikit penyelidikan untukgaya air pada bentuk pilar berbeda. Bagaimanapun,beban tersebut akan umumnya kurang kritik dibandingpembebanan hanyutan.

K2.4.5 TEKANAN HIDROSTATIS DAN GAYAAPUNG

Faktor beban ultimate sebesar 1.0 telah diambilmeninjau sifat alam yang tidak terprediksi untuk gayahidrostatik dan apung.

K2.4.6 BEBAN ANGIN

Kecepatan angin kelayanan rencana adalahberdasarkan Peraturan Pembebanan Indonesia untukgedung (Pustaka 13) yang memberikan tekanan angindasar rencana berikut:

umum = 25 kg/m2, sesuai kecepatan angin

K2 - 15

velocity of 20 m/s

within 5 km of coast = 40 kg/m2, corresponding to25 m/s

The ultimate design wind velocities have been initiallychosen at 5 m/s greater than the serviceability designwind velocities. This will require verification with theDepartment of Meteorology.

The wind load on vehicular traffic is based on anaverage height of vehicles of 2 m. It should be notedthat vehicular traffic will be unlikely to cross abridgewhen the wind velocity is 30 m/s or greater.

The generally low wind velocities that occur in Indonesiaensure that wind loads will rarely be a controlling factorin design. For this reason no design actions areprovided for wind acting longitudinally or vertically on abridge superstructure. However, the Design Engineershould carry out special investigations into the dynamiceffects of wind on high, long-span and unusual bridges,including the effects in the longitudinal and verticaldirections.

K2.4.7 EARTHQUAKE EFFECTS

This Article was compiled from Ref. 14, with someadditional material provided from Ref. 15.

sebesar 20 m/d

dalam jarak 5 km dari pantai = 40 kg /M2, sesuaikecepatan angin sebesar 25 m/d

Kecepatan angin ultimate rencana semula dipilih pada 5m/d lebih besar dari kecepatan angin kelayananrencana. Ini akan memerlukan verifikasi denganDepartemen Meteorologi.

Beban angin pada lalu lintas kendaraan adalahberdasarkan tinggi rata-rata kendaraan sebesar 2 m.Perlu diperhatikan bahwa lalu lintas kendaraan jarangmelintasi jembatan bila kecepatan angin adalah 30 m/datau lebih.

Kecepatan angin rendah yang umumnya terjadi diIndonesia, menjamin bahwa beban angin jarangmenjadi faktor menentukan dalam rencana. Karena alasan tersebut tidak diadakan aksi rencana untuk angin yang bekerja memanjang atau vertikal pada bangunanatas jembatan. Bagaimananpun, Akhli TeknikPerencana harus melakukan penyelidikan khusus untukpengaruh dinamik angin pada jembatan tinggi, bentang-panjang dan khusus, termasuk pengaruh dalam arahlongitudinal dan vertikal.

K2.4.7 PENGARUH GEMPA

Artikel ini dikumpulkan dari Pustaka 14, denganketerangan tambahan dari Pustaka 15.

K2 - 16

K2.5 OTHER ACTIONS

K2.5.1 BEARING FRICTION

A realistic design value of bearing friction should be adopted if it is likely that the friction characteristics of thebearing will change throughout its life. For some bearings, such as sliding and roller bearings, the frictioncharacteristics will depend on the maintenance conditionof the bearing, and the likely effects of poormaintenance should be allowed for.

In some cases the stiffness of the substructure may beless than the frictional restraint of the bearings so thatthe tops of the piers move instead of the bearings, theDesign Engineer should check the effects of thisconditions.

K2.5.2 VIBRATION EFFECTS

K2.5.2.1 General

No commentary.

K2.5.2.2 Road Bridges

The provisions of this clause are based on Ref. 16.

K2.5.2.3 Pedestrian Bridges

Pedestrian bridges with resonant frequencies within therange of 1.5 Hz to 3.5 Hz have been found to be themost susceptible to vibration. Where calculatedfrequencies are within this range an investigation isrecommended. For frequencies of 5 Hz or more, it isunlikely that vibration will be a problem.

K2.5.2.4 Vibration Problems in Long Span orFlexible Structures

No commentary.

K2.5.3 CONSTRUCTION LOADS

Some bridge structures are inherently stable and maybe constructed in a number of possible ways. Otherdesigns rely on a particular method of construction, andthe construction stage loads may be a critical designcondition. Such restrictions should be made clear in thedrawings.

The Design Engineer should pay particular attention toinstability problems of the partially completed

K2.5 AKSI-AKSI LAINNYA

K2.5.1 GESEKAN PADA PERLETAKAN

Nilai rencana yang wajar harus diambil untuk gesekanperletakan bila ada kemungkinan bahwa karakteristikperletakan akan berubah semasa umurnya. Untukbeberapa perletakan, seperti perletakan geser dan rol,gesekan akan tergantung pada kondisi pemeliharaanjembatan, dan pengaruh yang mungkin terjadi akibatkurang pemeliharaan harus diijinkan.

Dalam beberapa kasus kekakuan bangunan bawahmungkin kurang dari tahanan gesek perletakan,sehingga puncak pilar bergerak dan perletakan relatifdiam. Akhli Teknik Perencana harus memeriksapengaruh kondisi tersebut.

K2.5.2 PENGARUH GETARAN

K2.5.2.1 Umum


K2.5.2.2 Jembatan

Persyaratan pasal ini adalah berdasarkan Pustaka 16.

K2.5.2.3 Jembatan Penyeberangan

Jembatan pejalan kaki dengan frekuensi resonan dalambatas 1.5 Hz sampai 3.5 Hz telah diselidiki bahwa palingbanyak mengalami getaran. Dimana frekuensi terhitungberada dalam batas ini, suatu penyelidikan dianjurkan.Untuk frekuensi sebesar 5 Hz atau lebih, getaranumumnya tidak akan menjadi masalah.

K2.5.2.4 Masalah Getaran untuk Bentang Panjangatau Bangunan yang Lentur


K2.5.3 BEBAN PELAKSANAAN

Beberapa struktur jembatan dari asalnya stabil dandapat dibangun dalam berbagai cara yang mungkin.Rencana lain mengandalkan pada cara pelaksanaankhusus dan beban tahap pelaksanaan dapat menjadikondisi kritik. Pembatasan tersebut harus dijelaskandalam gambar.

Akhli Teknik Perencana harus khusus memperhatikanmasalah tidak stabil pada struktur

K2 - 17

structure and in the handling of slender members. Theeffects of normal construction tolerances should beallowed for where necessary.

If construction traffic will be allowed to use the partiallycompleted structure (a common practice), the DesignEngineer should consider the resulting effects of braking, vibration and impact.

yang selesai sebagian dan penanganan unsur langsing.Pengaruh toleransi pelaksanaan normal harus diijinkanbila perlu.

Bila lalu lintas pelaksanaan diijinkan menggunakanstruktur yang selesai sebagian (praktek yang umum),Akhli Teknik Perencana harus mempertimbangkanpengaruh yang dihasilkan oleh rem, getaran dan kejut.

K2 - 18

K2.6 LOAD COMBINATIONS

K2.6.1 GENERAL

No commentary.

K2.6.2 EFFECT OF DESIGN LIFE

The factors in Table 2.18 are derived from normalstatistical theory. See Article K1.2.3 of the Commentaryon Section 1.

K2.6.3 COMBINATIONS OF PERMANENTACTIONS

No commentary.

K2.6.4 VARIATION OF PERMANENTACTIONS WITH TIME

No commentary.

K2.6.5 SERVICEABILITY LIMIT STATECOMBINATIONS

The reduction factor given in Table 2.19 takes intoaccount the reduced probability of more than onetransient effect reaching its serviceability design level atthe same time.

K2.6.6 ULTIMATE LIMIT STATE COMBINATIONS

In accordance with the definition of Ultimate loads, the probability of two or more ultimate transient effectsoccurring simultaneously is so remote that it may beneglected. In many cases, an ultimate loading eventphysically excludes other extreme conditions.

However, it may be reasonably possible for some ultimate transient events to occur simultaneously withother transient effects at a serviceability level. Such loadcombinations should only be considered if it is"reasonably likely" that they can occur.

K2.6 KOMBINASI BEBAN

K2.6.1 UMUM


K2.6.2 PENGARUH UMUR RENCANA

Faktor dalam Tabel 2.18 diturunkan dari teori statistikbiasa. Lihat Artikel K 1.2.3 dari Penjelasan Bagian 1.

K2.6.3 KOMBINASI UNTUK AKSI TETAP


K2.6.4 PERUBAHAN AKSI TETAPTERHADAP WAKTU


K2.6.5 KOMBINASI PADA KEADAANBATAS DAYA LAYAN

Faktor reduksi yang diberikan dalam Tabel 2.19memperhitungkan kemungkinan yang berkurangbahwa•lebih dari satu pengaruh transien mencapai tingkat rencana kelayanan pada saat sama.

K2.6.6 KOMBINASI PADA KEADAANBATAS ULTIMATE

Sesuai dengan definisi beban ultimate, kemungkinanbahwa dua atau lebih efek transien ultimate terjadibersamaan adalah jarang sehingga keadaan ini dapatdiabaikan. Dalam banyak hal, kejadian pembebananultimate secara fisik tidak memasukan kondisi ekstrimlain.

Bagaimanapun, mungkin wajar bahwa beberapakejadian transien ultimate terjadi bersamaan denganpengaruh transien lain pada tingkat kelayanan.Kombinasi beban tersebut hanya dipertimbangkan bila mungkin wajar akan terjadi.

K2 - 19

K2.7 WORKING STRESS DESIGN

This Sub-section is a restatement of the provisions ofRef. e.

K2.7 TEGANGAN KERJARENCANA

Bab ini adalah ketentuan ulang dari persyaratanPustaka e.

K2 - 20

K2.8 OTHER REQUIREMENTS

K2.8.1 STABILITY AGAINSTOVERTURNING AND SLIDING

The intent of this Article is to make the designer beaware that the structure as a whole must be investigatedfor stability under the design loadings.

The additional factor of safety (+10 %) reflects thecatastrophic consequences of instability of the structurecompared to failure of a single member.

K2.8.2 MINIMUM LATERAL RESTRAINTCAPACITY

This provision is aimed at preventing lateraldisplacement of the superstructure or piers by accidentalimpact loads and minor earthquakes. Suchdisplacements may cause damage out of all proportionto the original accidental forces.

K2.8 PERSYARATAN LAINNYA

K2.8.1 STABILITAS TERHADAP GULINGDAN LONGSOR

Maksud Artikel ini adalah untuk mengingatkanPerencana bahwa struktur sebagai keseluruhan harusdiselidiki terhadap stabilitas pada pembebanan rencana.

Faktor keamanan tambahan (+ 10%) mencerminkanakibat fatal dari kurang stabilitas struktur dibandingdengan keruntuhan unsur tunggal.

K2.8.2 KAPASITAS PENGEKANGMELINTANG MINIMUM

Persyaratan ini bertujuan untuk mencegah simpanganlateral dari bangunan atas dan pilar oleh beban tumbukatau gempa ringan. Simpangan tersebut dapatmenyebabkan kerusakan yang tidak sebanding dengangaya tumbuk asli.

K2 - 21

K2.9 KERB AND BARRIER DESIGN LOADINGS

K2.9.1 KERB DESIGN LOAD

This design loading is based on that included in Ref. b.

K2.9.2 LEVEL 1 BARRIER DESIGN LOADS

Heavy vehicle collisions with bridge barriers cangenerate very large forces. The magnitude varies withspeed, mass and type of vehicle, impact angle and thetype of barrier.The concrete safety shape (see Section 1) is veryeffective in redirecting impacting vehicles anddistributing the resulting load into the bridge deck. Seealso Ref. 1.


The provisions of this Article have been taken from Ref.b.


Existing standards for flexible beam guardrails areadequate. The design of the fixing of posts to the bridgedeck should be consistent with the design assumptionsfor this type of barrier.

K2.9.5 PEDESTRIAN RAILING DESIGNLOADS

These provisions are based on Ref. b.

K2.9 PEMBEBANAN RENCANA TROTOAR DAN PENGHALANG LALU-LINTAS

K2.9.1 BEBAN RENCANA TROTOAR

Pembebanan rencana ini adalah berdasarkan yangtercakup dalam Pustaka b.

K2.9.2 BEBAN RENCANA PENGHALANGLALU-LINTAS TINGKAT 1

Tabrakan kendaraan berat dengan penghalang jembatan dapat mengembangkan gaya sangat besar.Besarnya bervariasi sesuai kecepatan, masa dan jeniskendaraan, sudut tabrakan dan jenis penghalang.Bentuk aman dari beton (lihat Bagian 1) adalah sangatefektif dalam menghalau kendaraan yang menabrak danmenyebar beban yang dihasilkan kedalam lantaijembatan. Lihat juga Pustaka 1.


Persyaratan Artikel ini telah diambil dari Pustaka b.


Standar yang terdapat untuk penghalang lalu lintasdengan balok fleksibel adalah memadai. Rencanapemasangan tiang penghalang pada lantai jembatanharus konsisten dengan anggapan rencana untuk jenispenghalang lalu lintas tersebut.

K2.9.5 BEBAN RENCANA SANDARANPEJALAN KAKI

Persyaratan ini adalah berdasarkan Pustaka b.

K2 - 22

K2.10 ROAD SIGNS AND LIGHTING STRUCTURES

K2.10.1 GENERAL

No commntary.

K2.10.2 LIMIT STATES

Vibration of wind-sensitive sign or lighting structures canoccus as a result of gusting (transient) or vortexshedding (steady wind). Such vibration can causefatigue or other component damage. In any case, it is undesirable for noticeable vibration to occur in structuressuch as light standards during normal winds.

The following empirical criteria may be used fordetermining serviceability limits for these structures:

i. For overhead sign structures (span type), the mid-span deflection under permanent loadsshould not exceed d2/122 , where d is the sign depth.

ii. iFor light poles, the maximum deflection of the luminaire under the serviceability design windloadings should not exceed 5 % of the luminairemounting height.

K2.10.3 DESIGN WIND VELOCITIES

No commentary.

K2.10.4 DESIGN WIND LOAD

The provisions of this Article are based on Ref. 16.

K2.10.5 DESIGN LOAD COMBINATIONS

The provisions of this Article are based on Ref. 16.

K2.10 RAMBU JALAN DAN BANGUNAN PENERANGAN

K2.10.1 UMUM


K2.10.2 KEADAN BATAS

Getaran rambu atau struktur penerangan yang pekaterhadap angin dapat terjadi sebagai akibat dari anginkencang sesaat (transien) atau pusaran (anginmantap)..Getaran demikian dapat menyebabkan lelahatau kerusakan lain pada komponen. Dalam tiap hal,adalah tidak diinginkan bahwa terjadi getaran berartidalam struktur seperti tiang ringan selama angin biasa.

Kriteria empirik berikut dapat digunakan untukmenentukan batas kelayanan struktur tersebut:

i. Untuk struktur rambu diatas (jenis bentang),lendutan tengah bentang pada beban tetap tidakboleh melebihi d2/122, dengan d sebagai tinggirambu.

ii. Untuk tiang ringan, lendutan maksimum daripenerangan pada pembebanan angin rencanakelayanan tidak boleh melebihi 5% dari tinggipemasangan penerangan.

K2.10.3 KECEPATAN ANGIN RENCANA


K2.10.4 BEBAN ANGIN RENCANA

Persyaratan Artikel ini adalah berdasarkan Pustaka 16.

K2.10.5 KOMBINASI BEBAN RENCANA

Persyaratan Artikel ini adalah berdasarkan Pustaka 16.

K2 - 23

REFERENCESPUSTAKA

General Source DocumentsDokumen Sumber Umum

a. Austroads (for merly National of Australian State Road Authorities) “ Draft Bridge Design Specification (in Limit StateFormat). “ unp ublished, 1991.

b. National Association of Australian State Road Authorities “NAASRA Bridge Design Specification. " S ydney, 1976.

c. American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for Highway Bridges."14th edition, Washington DC, 1988.

d. BS 5400: Part 2 : 1978 'Steel, Concrete and Composite Bridges. "British Standards institution, London.

e. Directorate General of Bina Marga, Department of Public Works, "Loading Specification for Highway Bridges No.12/1970. "Jak arta, revised Jan 1988.

Selected ReferencesPustaka Pilihan

1. American Concrete Institute “Building Code Requirements for Reinforced Concrete (AC! 318-89) and CommentaryACl 318R-89. “ Detroit, Mich. 1989.

2. Bourne, B "Dis cussion Paper - Design Traffic Loads” unpublished report prepared by SMEC-Kinhill for Bina Marga,Jakarta Feb 1990.

3. Directorate General of Highways, Ministry of Public Works, "Standard Specifications for Geometric Design of UrbanRoads.” Jakarta, Januar y 1988.

4. Bakht, B & Jaeger, L.G . "Bridge Analysis Simplified" McG raw-Hill 1985.

5. Billing, J.R. "Estimation of the Natural Frequencies of Continuous Multispan Bridges. " Research Report No. 219,Ministry of Transportation and Communications, Downsview, Ontario, Canada 1979.

6. Bronstad M.E and Michie J.D. "Multiple Service Level Bridge railing Selection Procedures.” NCH RP report 239,Transportation Research Board, Washington 1981.

7. IMBSEN et al, “Thermal Effects in Concrete Bridge Superstructures" NCHRP Report 276, Transportation Researchboard, Washington 1985.

8. "Highway Bridge Design Brief" T ransit New Zealand (for merly Ministry of Works and Development) Wellin gton,1976.

9. Priestley, M.J.N "Design of Concrete Bridges for Temperature Gradients" ACI Journal, May 1978.

10. Priestley, M.J.N "Thermal Gradients in Bridges - Some Design Considerations" New Zealand Engineering, July1972.

11. Apelt, C.J. "Flow Loads on Bridge Piers". J. Inst. Eng. Aust, July - August 1965.

12. Apelt, C.J. and Isaacs, L.T. “Bridge Piers-Hydrodynamic Force Coefficients.” J. Hy draulics Div. Proc. ASCE, January 1968.

13. "Peraturan Muatan Indonesia" - NI-18,19 70." (Indon esian Loading Regulations) D epartemen Pekerjaan Umum danTenaga Listrik, Bandung 1970.

K2 - 24

14. D.P.U "Tata Cara Perencanaan Ketahanan Terhadap Gempa untuk Jembatan Jalan Raya", IndonesianDepartment of Public Works, Draft Oct. 1990.

15. Japan Society for Civil Engineers, "Earthquake Resistantant Design for Civil Engineering Structures in Japan",JSCE, 1984.

16. Ontario Highway Bridge Design Code, Ontario Ministry of Transport and Communications, Ontario Canada, 1983.

K2 - 25

DEPARTEMEN PEKERJAAN UMUMDIREKTORATJENDERAL BINA MARGADIREKTORAT BINA PROGRAM JALAN


PENJELASAN

BAGIAN 6

PERENCANAAN BETON STRUKTURAL

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODESECTION 6 – STUCTURAL CONCRETE DESIGN 3 DECEMBER 1992

DOCUMENT No. BMS7 - K6

TABLE OF CONTENTS

K6.1 INTRODUCTION ………………………………………………………………………………………………...K6 - 1 K6.1.1 SCOPE ………………………………………………………………………………………………………. K6 - 1 K6.1.2 APPLICATION ………………………………………………………………………………………………. K6 - 1 K6.1.3 ORGANISATION OF SECTION …………………………………………………………………………... K6 - 1 K6.1.4 CONCRETE COMPRESSIVE STRENGTH ………………………………………………………………K6 - 2 K6.1.5 INFORMATION TO BE SHOWN ON DRAWINGS …………………………………………………………..K6 - 2

K6.1.5.1 Design Data …………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.5.2 Design Details ………………………………………………………………………………………… K6 - 2

K6.1.6 GLOSSARY ……………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.2 Definitions ………………………………………………………………………………………………K6 - 2

K6.1.7 SYMBOLS …………………………………………………………………………………………………… K6 - 3

K6.2 DESIGN REQUIREMENTS ……………………………………………………………………………………. K6 - 4 K6.2.1 DESIGN FOR STRENGTH …………………………………………………………………………………K6 - 5 K6.2.2 DESIGN FOR SERVICEABILITY …………………………………………………………………………. K6 - 5

K6.2.2.1 General ………………………………………………………………………………………………... K6 - 5 K6.2.2.2 Cracking ………………………………………………………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.3 Deflection Limits for Beams and Slabs ……………………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.4 Vibration ………………………………………………………………………………………………. K6 - 6

K6.2.3 DESIGN FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY BY LOAD TESTING OF A PROTOTYPE …. K6 - 6 K6.2.4 DESIGN FOR DURABILITY ……………………………………………………………………………… K6 - 6 K6.2.5 DESIGN FOR EARTHQUAKE MOTIONS ……………………………………………………………… K6 - 7 K6.2.6 OTHER DESIGN REQUIREMENTS …………………………………………………………………….. K6 - 7

K6.3 DESIGN FOR DURABILITY ……………………………………………………………………….…..……...K6 - 8 K6.3.1 APPLICATION .................................................................................................................................. K6 - 8 K6.3.2 DESIGN REQUIREMENTS ………………………………………………………………………………. K6 - 9

K6.3.2.1 General ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 9 K6.3.2.2 Additional Requirements ……………………………………………………………………………. K6 - 11

K6.3.3 EXPOSURE CLASSIFICATION …………………………………………………………………………...K6 - 11 K6.3.3.1 General ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 11 K6.3.3.2 Concession for Exterior of a Single Surface . ……………………………………………………. K6 - 13

K6.3.4 REQUIREMENTS FOR CONCRETE FOR EXPOSURE CLASSIFICATIONS A, B1, B2 AND C … K6 - 14 K6.3.5 REQUIREMENTS FOR CONCRETE FOR EXPOSURE CLASSIFICATION U ………………..….. K6 - 14 K6.3.6 ADDITIONAL REQUIREMENTS FOR ABRASION …………………………………………………… K6 - 14 K6.3.7 RESTRICTIONS ON CHEMICAL CONTENT IN CONCRETE ……………………………………….. K6 - 15

K6.3.7.1 Restriction on Chloride-ion Content for Corrosion Protection ………………………………….. K6 - 16 K6.3.7.2 Restriction on Sulphate Content …………………………………………………………………… K6 - 16 K6.3.7.3 Restriction on Other Salts …………………………………………………………………………... K6 - 16

K6.3.8 REQUIREMENTS FOR COVER TO REINFORCING STEEL AND TENDONS …………………………. K6 - 16 K6.3.8.1 General ………………………………………………………………………………………………. K6 - 16 K6.3.8.2 Concrete Cover for Concrete Placement ………………………………………………………….. K6 - 16 K6.3.8.3 Cover for Corrosion Protection …………………………………………………………………….. K6 - 16

K6.3.8.3.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 16 K6.3.8.3.2 Standard Formwork and Compaction …………………………………………………… K6 - 17 K6.3.8.3.3 Cast Against Ground ……………………………………………………………………… K6 - 17 K6.3.8.3.4 Rigid Formwork and Intense Compaction ………………………………………………. K6 - 17 K6.3.8.3.5 Structural Members Manufactured by Spinning and Rolling ………………………….. K6 - 18

K6.4 DESIGN PROPERTIES OF MATERIALS …………………………………………………………………. K6 - 19 K6.4.1 PROPERTIES OF CONCRETE …………………………………………………………………………… K6 - 19

K6.4.1.1 Strength ………………………………………………………………………………………………. K6 - 19 K6.4.1.1.1 Characteristic Compressive Strength ……………………………………………………. K6 - 19

K6.4.1.2 Modulus of Elasticity …………………………………………………………………………………..K6 - 20 K6.4.1.3 Density ………………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.4 Stress-strain Curves …………………………………………………………………………………..K6 - 21 K6.4.1.5 Poisson's Ratio ……………………………………………………...………………………………...K6 - 21 K6.4.1.6 Coefficient of Thermal Expansion ………………………..…….……………………………………K6 - 21

K6 - i

K6.4.1.7 Shrinkage ……………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.8 Creep …………………………………………………………………………………………………...K6 - 21

K6.4.2 PROPERTIES OF REINFORCEMENT ………………………………………………………………………. K6 - 24 K6.4.2.1 Strength ………………………………………………………………………………………………...K6 - 24 K6.4.2.2 Modulus of Elasticity …………………………………………………………………………………..K6 - 24 K6.4.2.3 Stress-strain Curves …………………………………………………………………………………..K6 - 24 K6.4.2.4 Coefficient of Thermal Expansion ……………………………………………………………………K6 - 24

K6.4.3 PROPERTIES OF TENDONS …………………………………………………………………………………. K6 - 24 K6.4.3.1 Strength ………………………………………………………………………………………………...K6 - 24 K6.4.3.2 Modulus of Elasticity …………………………………………………………………………………..K6 - 24 K6.4.3.3 Stress-strain Curves …………………………………………………………………………………..K6 - 25 K6.4.3.4 Relaxation of Tendons ………………………………………………………………………………..K6 - 25

K6.4.4 LOSS OF PRESTRESS IN TENDONS ………………………………………………………………………. K6 - 25 K6.4.4.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 25 K6.4.4.2 Immediate Loss of Prestress …………………………………………………………………………K6 - 25

K6.4.4.2.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 25 K6.4.4.2.2 Loss of Prestress due to Elastic Deformation …………………………………………… K6 - 25 K6.4.4.2.3 Loss of Prestress due to Friction …………………………………………………………. K6 - 26 K6.4.4.2.4 Loss of Prestress during Anchoring ……………………………………………………… K6 - 27 K6.4.4.2.5 Loss of Prestress due to Other Considerations ………………………………………… K6 - 28

K6.4.4.3 Time-dependent Losses of Prestress ……………………………………………………………… K6 - 28 K6.4.4.3.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 28 K6.4.4.3.2 Loss of Prestress due to Shrinkage of the Concrete ……………………………………K6 - 28 K6.4.4.3.3 Loss of Prestress due to Creep of the Concrete ………………………………………. K6 - 28 K6.4.4.3.4 Loss of Prestress due to Tendon Relaxation …………………………………………… K6 - 28 K6.4.4.3.5 Loss of Prestress due to Other Considerations ………………………………………… K6 - 28

K6.5 ASSUMPTIONS TO BE MADE FOR STRUCTURAL ANALYSIS K6 - 29 K6.5.1 GENERAL …………………………………………………………………………………………………… K6 - 29 K6.5.2 SECONDARY BENDING MOMENTS AND SHEARS RESULTING FROM PRESTRESS ………… K6 - 29K6.5.3 MOMENT REDISTRIBUTION IN STRUCTURAL CONCRETE MEMBERS AT THE ULTIMATE

LIMIT STATE ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 30 K6.5.4 ASSUMPTIONS FOR WORKING STRESS DESIGN ………………………………………………….. K6 - 32 K6.5.5 CRITICAL SECTION FOR NEGATIVE MOMENTS ……………………………………………………..K6 - 32 K6.5.6 ELASTIC ANALYSIS OF FRAMES INCORPORATING SECONDARY BENDING MOMENTS …… K6 - 32 K6.5.7 PROPERTIES OF BEAMS ………………………………………………………………………………… K6 - 32

K6.5.7.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 32 K6.5.7.2 Effective Flange Width ………………………………………………………………………………. K6 - 32

K6.5.8 SLENDERNESS LIMITS FOR BEAMS ………………………………………………………………….. K6 - 32 K6.5.9 MOMENT RESISTING WIDTH FOR ONE-WAY SLABS SUPPORTING CONCENTRATED

LOADS ………………………………………………………………………………………………………. K6 - 33

K6.6 DESIGN OF BEAMS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY …………………………………………K6 - 34 K6.6.1 STRENGTH OF BEAMS IN BENDING ………………………………………………………………….. K6 - 34

K6.6.1.1 General ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 34 K6.6.1.2 Basic Principles ……………………………………………………………………………………… K6 - 34 K6.6.1.3 Ultimate Limit State Design ………………………………………………………………………… K6 - 35

K6.6.1.3.1 Rectangular Stress Block ………………………………………………………………… K6 - 35 K6.6.1.3.2 Design Strength in Bending ……………………………………………………………… K6 - 35 K6.6.1.3.3 Minimum Strength Requirements ………………………………………………………… K6 - 36 K6.6.1.3.4 Stress in Reinforcement and Bonded Tendons at the Ultimate Limit State ………… K6 - 36 K6.6.1.3.5 Stress in Tendons not yet Bonded ……………………………………………………… K6 - 37

K6.6.1.4 Working Stress Design ……………………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.1 Stress-Strain Relationship ………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.2 Design Strength in Bending ……………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.3 Basic Allowable Stresses in Bending …………………………………………………… K6 - 37

K6.6.1.5 Dispersion Angle of Prestress ……………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6 Spacing of Reinforcement, Tendons, and Ducts ………………………………………………… K6 - 37

K6.6.1.6.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6.2 Spacing of Reinforcement ………………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.6.3 Grouping of Tendons and Ducts ………………………………………………………… K6 - 38

K6.6.1.7 Detailing of Flexural Reinforcement ………………………………………………………………… K6 – 38 K6.6.1.7.1 Distribution ………………………………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7.2 General Arrangement of Terminations and Anchorage ……………………………… K6 - 39 K6.6.1.7.3 Anchorage of Positive Moment Reinforcement ………………………………………… K6 - 39

K6 - ii

K6.6.1.7.4 Shear Strength Requirements near Terminated Flexural Reinforcement …………… K6 - 39 K6.6.1.7.5 Deemed to Comply Arrangement ………………………………………………………… K6 - 39 K6.6.1.7.6 Restraint of Compression Reinforcement ………………………………..………………K6 - 39 K6.6.1.7.7 Bundled Bars …………………………………………………………………..…………… K6 - 40 K6.6.1.7.8 Displacement of Tendons in Ducts ……………………………………………………… K6 - 40

K6.6.2 STRENGTH OF BEAMS IN SHEAR ……………………………………………………………………… K6 - 40 K6.6.2.1 Application ……………………………………………………………………………..……………… K6 - 40 K6.6.2.2 Design Method ……………………………………………………………………….………..………K6 - 40 K6.6.2.3 Design Ultimate Shear Strength of a Beam ……………………………………..………………… K6 - 40 K6.6.2.4 Tapered Members ………………………………………………………………….………………… K6 - 41 K6.6.2.6 Requirements for Shear Reinforcement …………………………………………………………… K6 - 41 K6.6.2.7 Shear Strength Limited by Web Crushing ………………………………………………………… K6 - 42 K6.6.2.8 Shear Strength of a Beam Excluding Shear Reinforcement ……………………………. ……… K6 - 42

K6.6.2.8.1 Reinforced Beams …………………………………………………………… …………… K6 - 42 K6.6.2.8.2 Prestressed Beams ………………………………………………………………………… K6 - 43 K6.6.2.8.3 Secondary Effects on Vuc …………………………………………………..………………K6 - 44

K6.6.2.9 Contribution to Shear Strength by the Shear Reinforcement ………………….………………… K6 - 44 K6.6.2.10 Minimum Shear Reinforcement …………………………………………………………..………… K6 - 44 K6.6.2.11 Suspension Reinforcement …………………………………………………….………….…………K6 - 44 K6.6.2.12 Detailing of Shear Reinforcement ………………………………………………..……….…………K6 - 45

K6.6.2.12.1 Types …………………………………………………………………….………………..… K6 - 45 K6.6.2.12.2 Spacing ………………………………………………………………………………………K6 - 45 K6.6.2.12.3 Extent ……………………………………………………………………………………….. K6 - 45 K6.6.2.12.4 End Anchorage of Bars ……………………………………………………………………. K6 - 45 K6.6.2.12.5 End Anchorage of Fabric …………………………………………………………………..K6 - 45

K6.6.3 STRENGTH OF BEAMS IN TORSION ………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.1 Application ……………………………………………………………………………………………. K6 - 46 K6.6.3.2 Design Method ……………………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.3 Torsion Redistribution ……………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.4 Torsional Strength Limited by Web Crushing ………………………………………………………K6 - 46 K6.6.3.5 Requirements for Torsional Reinforcement ……………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.6 Torsional Strength of a Beam ………………………………………………………………………..K6 - 47 K6.6.3.7 Longitudinal Torsional Reinforcement ……………………………………………………………… K6 - 47 K6.6.3.8 Minimum Torsional Reinforcement …………………………………………………………………. K6 - 48 K6.6.3.9 Detailing of Torsional Reinforcement ………………………………………………………………. K6 - 48 K6.6.3.10 Concrete Details ……………………………………………………………………………………… K6 - 48

K6.6.4 LONGITUDINAL SHEAR IN BEAMS …………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.1 Application …………………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.2 Design Method ……………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.3 Design Shear Force ………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.4 Design Shear Strength ………………………………………………………………………………. K6 - 49 K6.6.4.5 Shear Plane Surface Coefficients ………………………………………………………………….. K6 - 49 K6.6.4.6 Shear Plane Reinforcement ………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.4.7 Minimum Thickness of Structural Components …………………………………………………… K6 - 50

K6.6.5 DEFLECTION OF BEAMS ………………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5.2 Beam Deflection by Refined Calculation …………………………………………………………… K6 - 51 K6.6.5.3 Beam Deflection by Simplified Calculation ………………………………………………………… K6 - 52

K6.6.5.3.1 Immediate Deflection ……………………………………………………………………… K6 - 52 K6.6.5.3.2 Long-term Deflection for Beams Uncracked Under Permanent Loads ……………… K6 - 53 K6.6.5.3.3 Multiplier Method for long-term Deflection for Beams Cracked Under Permanent

Loads ………………………………………………………………………………………… K6 - 53 K6.6.5.4 Deemed to Comply Span-to-depth Ratios for Reinforced Beams ………………….…………… K6 - 54

K6.6.6 CRACK CONTROL OF BEAMS ………………………………………………………………………….. K6 - 55 K6.6.6.1 Crack Control for Flexure in Reinforced Beams ………………………………………………….. K6 - 55 K6.6.6.2 Crack Control for Flexure in Prestressed Beams ………………………………………………… K6 - 55

K6.6.6.2.1 Monolithic Beams ………………………………………………………………………….. K6 - 55 K6.6.6.2.2 Segmental Members at Unrestrained Joints ……………………………………………. K6 - 56

K6.6.6.3 Crack Control in the Side Pace of Beams ………………………………………………………… K6 - 56 K6.6.6.4 Crack Control at Openings and Discontinuities …………………………………………………… K6 - 56

K6 - iii

K6.7 DESIGN OF SLABS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY ………………………………………… K6 - 57 K6.7.1 STRENGTH OF SLABS IN BENDING …………………………………………………………………… K6 - 57

K6.7.1.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.2 Minimum Thickness of Deck Slabs ………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.3 Minimum Reinforcement …………………………………………………………………………….. K6 - 57 K6.7.1.4 Distribution Reinforcement for Slabs ………………………………………………………………..K6 - 57 K6.7.1.5 Edge Stiffening ……………………………………………………………………………………….. K6 - 58

K6.7.2 STRENGTH OF SLABS IN SHEAR ……………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.2 Application ……………………………………………………………………………………………. K6 - 58 K6.7.2.3 Ultimate Shear Strength where Mv is zero ………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.4 Ultimate Shear Strength where Mv is not zero ……………………………………………………. K6 - 59 K6.7.2.5 Minimum Area of Closed Ties …………………………………….………………………………… K6 - 60 K6.7.2.6 Detailing of Shear Reinforcement ………………………………………………………………….. K6 - 60

K6.7.3 DEFLECTION OF SLABS …………………………………………………………………………………. K6 - 60 K6.7.3.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.2 Slab Deflection by Refined Calculation ……………………………………………………………..K6 - 60 K6.7.3.3 Slab Deflection by Simplified Calculation ………………………………………………………….. K6 - 61

K6.7.4 CRACK CONTROL OF SLABS …………………………………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.1 Crack Control for Flexure in Reinforced Slabs ……………………………………………………. K6 - 61 K6.7.4.2 Crack Control for Flexure in Prestressed Slabs …………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.3 Crack Control for Shrinkage and Temperature Effects …………………………………………. K6 - 61 K6.7.4.4 Reinforcement for Restrained Slabs ……………………………………………………………….. K6 - 61 K6.7.4.5 Crack Control in the Vicinity of Restraints …………………………………………………………. K6 - 62 K6.7.4.6 Crack Control at Openings and Discontinuities …………………………………………………… K6 - 62

K6.7.5 LONGITUDINAL SHEAR IN SLABS ……………………………………………………………………… K6 - 62

K6.8 DESIGN OF COLUMNS AND TENSION MEMBERS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY ……K6 - 63 K6.8.1 GENERAL …………………………………………………………………………………………………… K6 - 63

K6.8.1.1 Design Method ……………………………………………………………….………………………. K6 - 63 K6.8.1.2 Minimum Bending Moment ………………………………………………………………………….. K6 - 63 K6.8.1.3 Definitions ………………………………………………………………………………………………K6 - 64

K6.8.2 DESIGN PROCEDURES ………………………………………………………………………………….. K6 - 64 K6.8.2.1 Design Procedure Using Linear Elastic Analysis …………………………………………………. K6 - 64 K6.8.2.2 Design Procedure, Incorporating Secondary Bending Moments ……………………………….. K6 - 64 K6.8.2.3 Design Procedure, Using Rigorous Analysis ……………………………………………………… K6 - 64

K6.8.3 DESIGN OF SHORT COLUMNS ……………………………………………………….………………… K6 - 64 K6.8.3.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 64 K6.8.3.2 Short Column With Small Axial Force ……………………………………………………………… K6 - 65

K6.8.4 DESIGN OF SLENDER COLUMNS ……………………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.5 SLENDERNESS …………………………………………………………………………………………… K6 - 65

K6.8.5.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.5.2 Radius of Gyration …………………………………………………………………………………… K6 - 65

K6.8.6 STRENGTH OF COLUMNS IN COMBINED BENDING AND COMPRESSION ……………………. K6 - 66 K6.8.6.1 Basis of Strength Calculations ……………………………………………………………………… K6 - 66 K6.8.6.2 Rectangular Stress Block …………………………………………………………………………… K6 - 67 K6.8.6.3 Calculation of Nuo …………………………………………………………………………………… K6 - 67 K6.8.6.4 Design Based on Each Bending Moment Acting Separately …………………………………… K6 - 67 K6.8.6.5 Design for Biaxial Bending and Compression …………………………………………………… K6 - 68

K6.8.7 REINFORCEMENT REQUIREMENTS FOR COLUMNS ……………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.1 Limitations on Longitudinal Steel …………………………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.2 Bundled Bars ………………………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.7.3 Restraint of Longitudinal Reinforcement ……………………………………………………………K6 - 69 K6.8.7.4 Splicing of Longitudinal Reinforcement …………………………………………………………… K6 - 69

K6.8.8 DESIGN OF TENSION MEMBERS ……………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.2 Basic Principles ……………………………………………………………………………………… K6 - 69

K6.9 DESIGN OF WALLS …………………………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.1 APPLICATION ……………………………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.2 DESIGN PROCEDURES …………………………………………………………………………………. K6 - 70 K6.9.3 BRACING OF WALLS ……………………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4 SIMPLIFIED DESIGN METHOD FOR BRACED WALLS SUBJECT TO VERTICAL FORCES

ONLY ………………………………………………………………………………………………………… K6 - 70

K6 - iv

K6.9.4.1 Eccentricity of Vertical Load ………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.2 Maximum Effective Height-to-Thickness Ratio …………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.3 Effective Height …………………………………………………………………………….………… K6 - 70 K6.9.4.4 Design Axial Strength of a Wall …………………………………………………………………….. K6 - 70

K6.9.5 DESIGN OF WALLS FOR IN-PLANE HORIZONTAL FORCES ……………………………………… K6 - 71 K6.9.5.1 In-plane Bending ……………………………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.2 Critical Section for Shear …………………………………………………….……………………… K6 - 71 K6.9.5.3 Strength in Shear …………………………………………………….………………………………. K6 - 71 K6.9.5.4 Shear Strength Without Shear Reinforcement ..……………… …………………………………. K6 - 71 K6.9.5.5 Contribution to Shear Strength by Shear Reinforcement …………………………………………K6 - 71

K6.9.6 REINFORCEMENT REQUIREMENTS FOR WALLS ………………………………………………….. K6 - 72

K6.10 DESIGN OF NON-FLEXURAL MEMBERS, END ZONES AND BEARING SURFACES …………….. K6 - 73 K6.10.1 DESIGN OF NON-FLEXURAL MEMBERS ……………………………………………………………… K6 - 73

K6.10.1.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 73 K6.10.1.1.1 Application ………………………………………………………………………………….. K6 - 73 K6.10.1.1.2 Design Basis ……………………………………………………………………………….. K6 - 73 K6.10.1.1.3 Spacing of Reinforcement ………………………………………………………………… K6 - 73

K6.10.1.2 Design Based on Strut and Tie Action …………………………………………………………….. K6 - 74 K6.10.1.2.1 Structural Idealization ……………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.2 Concrete Strut ……………………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.3 Nodes ……………………………………………………………………………………….. K6 - 74 K6.10.1.2.4 Tension Tie ………………………………………………………….……………………… K6 - 74 K6.10.1.2.5 Additional Reinforcement …………………………………………………………………. K6 - 74 K6.10.1.2.6 Additional requirements for Corbels …………………………………………………….. K6 - 74 K6.10.1.2.7 Additional Requirements for Continuous Concrete Nibs ………………………………. K6 - 75 K6.10.1.2.8 Additional Requirements for Stepped Joints ……………………………………………. K6 - 75

K6.10.1.3 Design Based on Stress Analysis ………………………………………………………………….. K6 - 75 K6.10.1.4 Empirical Design Methods ……………………………………………………………….………….. K6 - 75

K6.10.2 ANCHORAGE ZONES FOR PRESTRESSING ANCHORAGES ………………….………………….. K6 - 76 K6.10.2.1 Application …………………………………………………………………………………………….. K6 - 76 K6.10.2.2 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 76 K6.10.2.3 Loading Cases to be Considered …………………………………………………………………… K6 - 77 K6.10.2.4 Calculation of Tensile Forces Along Line of an Anchorage Force ……………………………… K6 - 77 K6.10.2.5 Calculation of Tensile Forces Induced Near the Loaded Face ………………………………….. K6 - 78 K6.10.2.6 Quantity and Distribution of Reinforcement ……………………………………………………….. K6 - 78 K6.10.2.7 Anchorage Zones in Pretensioned Members …………………………………………………….. K6 - 78 K6.10.2.8 Special Reinforcement Details in Anchorage Zones ………………………………………………K6 - 78

K6.10.3 BEARING SURFACES ……………………………………………………………………………………. K6 - 78

K6.11 STRESS DEVELOPMENT AND SPLICING OF REINFORCEMENT AND TENDONS ……………….. K6 - 79 K6.1 1.1 STRESS DEVELOPMENT IN REINFORCEMENT ……………………………………………………. K6 - 79

K6.11.1.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 79 K6.11.1.2 Development Length for Bar in Tension ……………………………………………………………. K6 - 79

K6.11.1.2.1 Development Length to Develop Yield Strength …………………………………………K6 - 79 K6.11.1.2.2 Deemed-to-comply Development Lengths ……………………………………………… K6 - 81 K6.11.1.2.3 Development Length to Develop Less Than Yield Strength ………………………….. K6 - 82 K6.11.1.2.4 Development Length Around a Curve …………………………………………………… K6 - 82 K6.11.1.2.5 Development Length of a Bar with a Standard Hook ………………………………….. K6 - 82 K6.11.1.2.6 Standard Hooks ……………………………………………………………………………. K6 - 82 K6.11.1.2.7 Internal Diameter of Bends or Hooks ……………………………………………………..K6 - 82

K6.11.1.3 Development Length for a Bar in Compression …………………………………………………… K6 - 83 K6.11.1.4 Development Length of Bundled Bars ………………………………………………………………K6 - 83 K6.11.1.5 Development Length of Fabric in Tension ………………………………………………………….K6 - 83 K6.11.1.6 Strength Development in Reinforcement by an Anchorage ……………………………………… K6 - 84

K6.11.2 SPLICING OF REINFORCEMENT ……………………………………………………………………….. K6 - 84 K6.11.2.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 84 K6.11.2.2 Welded or Mechanical Splices ……………………………………………………………………… K6 - 85

K6.11.2.2.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 -85 K6.11.2.2.2 Allowable Stresses in Welds ……………………………………………………………… K6 - 85

K6.11.2.3 Lapped Splices for Bars in Tension ………………………………………………………………… K6 - 85 K6.11.2.4 Lapped Splices for Fabric in Tension ………………………………………………………………. K6 - 85 K6.11.2.5 Lapped Splices for Bars in Compression ………………………………………………………….. K6 - 86 K6.11.2.6 Lapped Splices for Bundled Bars …………………………………………………………………… K6 - 86

K6 - v

K6.11.3 STRESS DEVELOPMENT IN TENDONS ………………………………………………………………. K6 - 86 K6.11.3.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 86 K6.11.3.2 Development Length of Pretensioned Tendons ………………………………………………….. K6 - 86 K6.11.3.3 Stress Development in Post-tensioned Tendons by Anchorages ………………………………. K6 - 86

K6.11.4 COUPLING OF TENDONS ………………………………………………………………………………. K6 - 86

K6.12 JOINTS, EMBEDDED ITEMS, FIXINGS AND CONNECTORS …………………………………………... K6 - 87 K6.12.1 DESIGN OF JOINTS ……………………………………………………………………………………….. K6 - 87

K6.12.1.1 Construction Joints …………………………………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.1.2 Movement Joints ………………………………………………………………………………………K6 - 87

K6.12.2 EMBEDDED ITEMS AND HOLES IN CONCRETE …………………………………………………….. K6 - 87 K6.12.2.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.2.2 Limitation on Materials ………………………………………………………………………………. K6 - 87 K6.12.2.3 Pipes Containing Liquid, Gas or Vapour …………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.2.4 Spacing and Cover …………………………………………………………………………………… K6 - 87

K6.12.3 REQUIREMENTS FOR FIXINGS ………………………………………………………………………… K6 - 88 K6.12.4 CONNECTIONS ……………………………………………………………………………………………. K6 - 88

K6.13 PLAIN CONCRETE MEMBERS …………………………………………………………….…………………K6 - 89 K6.13.1 APPLICATION ………………………………………………………………………….…………………… K6 - 89 K6.13.2 DESIGN ……………………………………………………………………………………………………… K6 - 89

K6.13.2.1 Basic Principles of Strength Design ………………………………………………………………… K6 - 89 K6.13.2.2 Section Properties …………………………………………………………….……………………… K6 - 89

K6.13.3 STRENGTH IN BENDING ………………………………………………………….……………………… K6 - 89 K6.13.4 STRENGTH IN SHEAR ……………………………………………………………………………………. K6 - 89 K6.13.5 STRENGTH IN AXIAL COMPRESSION ……………………………………………………….………… K6 - 89 K6.13.6 STRENGTH IN COMBINED BENDING AND COMPRESSION …………………………….…………. K6 - 89

REFERENCES ………………………………………………………………………………………………………………… K6 - 90

K6 - vi

DAFTAR ISI

K6.1 PENDAHULUAN ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 1 K6.1.1 RUANG LINGKUP ………………………………………………………………………………………….. K6 - 1 K6.1.2 PENGGUNAAN …………………………………………………………………………………………….. K6 - 1 K6.1.3 PENGATURAN BAGIAN ……………………………………………………………………………………K6 - 1 K6.1.4 KUATTEKANBETON……………………………………………………………………………………….. K6 - 2 K6.1.5 KETERANGAN YANG HARUS DICANTUMKAN DALAM GAMBAR ………………………………… K6 - 2

K6.1.5.1 Data Perencanaan …………………………………………………………………………………….. K6 - 2 K6.1.5.2 Detail Perencanaan ……………………………………………………………………………………. K6 - 2

K6.1.6 ISTILAH ……………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.1 Umum …………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.2 Definisi-definisi …………………………………………………………………………………………. K6 - 2

K6.1.7 SYMBOL ……………………………………………………………………………………………………. K6 - 3

K6.2 SYARATSYARATPERENCANAAN …………………………………………………………………………. K6 - 4 K6.2.1 PERENCANAAN UNTUK KEKUATAN ………………………………………………………………….. K6 - 4 K6.2.2 PERENCANAAN UNTUK DAYA LAYAN ………………………………………………………………… K6 - 5

K6.2.2.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.2 Retakan ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 5 K6.2.2.3 Pembatasan Lendutan untuk Balok dan Pelat ……………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.4 Getaran …………………………………………………………………………………………………K6 - 6

K6.2.3 PERENCANAAN UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN DENGAN PERCOBAANPEMBEBANAN TERHADAP PROTOTIPE ……………………………………………………………… K6 - 6

K6.2.4 PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN ………………………………………………………………… K6 -6 K6.2.5 PERENCANAAN UNTUK GERAKAN GEMPA …………………………………………………………. K6 - 7 K6.2.6 SYARAT-SYARAT PERENCANAAN LAINNYA ………………………………………………………… K6 - 7

K6.3 PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN …………………………………………………………………… K6 - 8 K6.3.1 PENGGUNAAN BAGIAN TATA CARA ………………………………………………………………….. K6 -8 K6.3.2 SYARAT-SYARAT PERENCANAAN …………………………………………………..………………… K6 - 9

K6.3.2.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 9 K6.3.2.2 Syarat-syarat Tambahan ……………………………………………………………………………. K6 - 11

K6.3.3 KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG …………………………………………………………………….. K6 - 11 K6.3.3.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 11 K6.3.3.2 Kelonggaran untuk permukaan tunggal dibagian luar ……………………………………….…… K6 - 13

K6.3.4 SYARAT-SYARAT BETON UNTUK KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG A, B, B2 DAN C …….… K6 - 14 K6.3.5 SYARAT-SYARAT BETON UNTUK KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG U ……………………….. K6 - 14 K6.3.6 SYARATSYARAT TAMBAHAN UNTUK KEAUSAN …………………………………………………… K6 - 14 K6.3.7 PEMBATASAN KADAR KIMIA DALAM BETON ………………………………………………………… K6 - 15

K6.3.7.1 Pembatasan Kadar Ion-chlor untuk Perlindungan Korosi ……………………………………….. K6 - 16 K6.3.7.2 Pembatasan Kadar Sulfat …………………………………………………………………………… K6 - 16 K6.3.7.3 Pembatasan Garam-garam Lain …………………………………………………………………… K6 - 15

K6.3.8 SYARAT-SYARAT SELIMUT BETON UNTUK BAJA TULANGAN DAN TENDON ...……………… K 6- 16 K6.3.8.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 16 K6.3.8.2 Selimut beton untuk keperluan pengecoran beton ………………………………….…….……… K6 - 16 K6.3.8.3 Selimut untuk perlindungan terhadap karat …………………………………………….…………. K6 - 16

K6.3.8.3.1 Umum ……………………………………………………………………………….………. K6 - 16 K6.3.8.3.2 Standard Acuan dan Pemadatan …………………………………………….………….. K6 - 17 K6.3.8.3.3 Dicor dalam tanah …………………………………………………………………………. K6 - 17 K6.3.8.3.4 Acuan Kaku dan Pemadatan Intensif …………………………………………………... K6 - 17 K6.3.8.3.5 Bagian Komponen Struktural yang Dihasilkan dengan Cara Digiling dan Diputar …. K6 - 18

K6.4 SIFAT SIFAT BAHAN UNTUK PERENCANAAN ………………………………………………………….. K6 - 19 K6.4.1 SIFAT-SIFAT BETON ……………………………………………………………………………………… K6 - 19

K6.4.1.1 Kekuatan ……………………………………………………………………………………………… K6 - 19 K6.4.1.1.1 Kuat Tekan Karakteristik …………………………………………………………………. K6 - 19

K6.4.1.2 Modulus Elastisitas ………………………………………………………………………………….. K6 - 20 K6.4.1.3 Kepadatan ……………………………………………………………………………………………. K6 - 21 K6.4.1.4 Lengkungan Antara Regangan-tegangan ………………………………………………………… K6 - 21

K6 - vii

K6.4.1.5 Poisson Rasio ………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.6 Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu ……………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.7 Penyusutan …………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.8 Rangkak ……………………………………………………….……………………………………… K6 - 22

K6.4.2 SIFAT-SIFAT TULANGAN ………………………………………………………………………………… K6 - 24 K6.4.2.1 Kekuatan ……………………………………………………………………………………………… K6 - 24 K6.4.2.2 Modulus Elastisitas …………………………………………………………………………………… K6 - 24 K6.4.2.3 Lengkung Regangan Tegangan ……………………………………………………………………. K6 - 24 K6.4.2.4 Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu ……………………………………………………………… K6 - 24

K6.4.3 SIFAT-SIFAT TENDON ……………………………………………………………………………….…… K6 - 24 K6.4.3.1 Kekuatan …………………………………………………………………………………….………… K6 - 24 K6.4.3.2 Modulus Elastisitas …………………………………………………………………………………… K6 - 25 K6.4.3.3 Lengkung Regangan Tegangan ……………………………………………………………………. K6 - 25 K6.4.3.4 Relaksasi Tendon ……………………………………………………………………………….…… K6 - 25

K6.4.4 KEHILANGAN TEGANGAN DALAM TENDON …………………………………………………….…… K6 - 25 K6.4.4.1 Umum …………………………………………………………………………………………….…… K6 - 25 K6.4.4.2 Kehilangan Tegangan Seketika …………………………………………………………….…….… K6 - 25

K6.4.4.2.1 Umum ………………………………………………………………………………..……… K6 - 25 K6.4.4.2.2 Kehilangan Tegangan Akibat Deformasi Elastis ………………………………..……… K6 - 26 K6.4.4.2.3 Kehilangan Tegangan Akibat Gesekan ………………………………………….……… K6 - 26 K6.4.4.2.4 Kehilangan Tegangan Pada Waktu Pengangkeran …………………………………… K6 - 27 K6.4.4.2.5 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Pengaruh Lainnya …………………….………… K6 - 28

K6.4.4.3 Kehilangan Gaya Prategang Yang Tergantung Pada Waktu …………………………………….. K6 - 28 K6.4.4.3.1 Umum ……………………………………………………………………………………….. K6 - 28 K6.4.4.3.2 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Penyusutan Beton ………………………………. K6 - 28 K6.4.4.3.3 Kehilangan Gaya Prategang akibat Rangkak Pada Beton ……………………………. K6 - 28 K6.4.4.3.4 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Relaksasi Tendon ……………………………….. K6 - 28 K6.4.4.3.5 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Pengaruh Lainnya ………………………………. K6 - 28

K6.5 ANGGAPAN-ANGGAPAN YANG DIBUAT UNTUK ANALISA STRUKTURAL ……………………….. K6 - 29 K6.5.1 UMUM ……………………………………………………………………………………………………….. K6 - 29 K6.5.2 MOMEN LENTUR SEKUNDER DAN GESER AKIBAT PRATEGANGAN …………………………… K6 - 29K6.5.3 PENYEBARAN KEMBALI MOMEN DALAM BETON STRUKTURALUNTUK PERENCANAAN

PADA KEADAAN BATAS ULTIMATE ……………………………………………………………………. K6 - 30K6.5.4 ANGGAPAN-ANGGAPAN UNTUK PERENCANAAN BERDASARKAN TEGANGAN KERJA …… K6 - 32 K6.5.5 PENAMPANG KRITIS UNTUK MOMEN NEGATIF ……………………………………………………. K6 - 32K6.5.6 ANALISA ELASTIS PORTAL UNTUK MENGHITUNG MOMEN LENTUR SEKUNDER ………….. K6 - 32 K6.5.7 SIFAT-SIFAT BALOK ……………………………………………………………………………………… K6 - 32

K6.5.7.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 32 K6.5.7.2 Lebar Flens Efektip …………………………………………………………………………………… K6 - 32

K6.5.8 BATAS KELANGSINGAN BALOK ……………………………………………………………………….. K6 - 32K6.5.9 LEBAR PERLAWANAN MOMEN UNTUK PELAT SATU ARAH YANG MEMIKUL BEBAN

TERPUSAT ………………………………………………………………………………………………….. K6 - 33

K6.6 PERENCANAAN BALOK UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN ……………………………………K6 - 34 K6.6.1 KEKUATAN BALOK TERHADAP LENTUR ……………………………………………………………… K6 - 34

K6.6.1.1 Umum ………………………………………………………………………………………………….. K6 - 34 K6.6.1.2 Prinsip-prinsip Dasar ………………………………………………………………………………… K6 - 34 K6.6.1.3 Perencanaan berdasarkan Keadaan Batas Ultimate …………………………………………….. K6 - 34

K6.6.1.3.1 Balok tegangan Segi Empat ……………………………………………………………… K6 - 35 K6.6.1.3.2 Kekuatan rencana dalam lentur ……………………………………………………….… K6 - 36 K6.6.1.3.3 Syarat-syarat kekuatan minimum ……………………………………………………….. K6 - 36 K6.6.1.3.4 Tegangan dalam Tulangan dan Tendon Terlekat pada Keadaan Batas Ultimate …. K6 - 36 K6.6.1.3.5 Tegangan dalam tendon yang belum terlekat ………………………………………….. K6 - 37

K6.6.1.4 Perencanaan Berdasarkan Tegangan Kerja ……………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.1 Hubungan Regangan-tegangan …………………………………………………………. K6 - 37 K6.6.1.4.2 Kekuatan Rencana dalam Lentur ………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.3 Tegangan Ijin Dasar dalam Lentur ………………………………………………………. K6 - 37

K6.6.1.5 Sudut Penyebaran Prategang ……………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6 Jarak Tulangan, Tendon dan Kelongsong ………………………………………………………… K6 - 37

K6.6.1.6.1 Umum ……………………………………………………………………………………….. K6 - 37 K6.6.1.6.2 Jarak Penulangan …………………………………………………………………………. K6 - 38

K6 - viii

K6.6.1.6.3 Pengelompokkan tendon dan kelongsong ……………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7 Detail Tulangan Lentur ……………………………………………………………………………… K6 - 38

K6.6.1.7.1 Penyebaran ………………………………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7.2 Bentuk Susunan dari Bagian Ujung dan Pengangkeran ……………………………… K6 - 39 K6.6.1.7.3 Pengangkeran tulangan momen positif …………………………………………………. K6 - 39 K6.6.1.7.4 Persyaratan Kekuatan Geser dekat Ujung Tulangan Lentur …………………………. K6 - 39 K6.6.1.7.5 Anggapan Memenuhi Persyaratan ……………………………………………….……… K6 - 39 K6.6.1.7.6 Pengekangan Tulangan Tekan ………………………………………………………….. K6 - 39 K6.6.1.7.7 Tulangan yang Disatukan ………………………………………………………………… K6 - 40 K6.6.1.7.8 Perpindahan Tendon dalam Kelongsong ……………………………………………….. K6 - 40

K6.6.2 KEKUATAN BALOK TERHADAP GESER ………………………………………………….…………… K6 - 40 K6.6.2.1 Penggunaan …………………………………………………………………..…………….………… K6 - 40 K6.6.2.2 Metoda Perencanaan …………………………………………………………………………………K6 - 40 K6.6.2.3 Kekuatan Geser Ultimate Rencana dari Balok …………………………………………………… K6 - 40 K6.6.2.4 Bagian komponen yang meruncing ………………………………………………………………… K6 - 41 K6.6.2.6 Syarat-syarat untuk Tulangan Geser ……………………………………………………….……… K6 - 41 K6.6.2.7 Kekuatan Geser yang Dibatasi oleh Pecahnya Bagian Badan …………………………….…… K6 - 42 K6.6.2.8 Kekuatan Geser Balok dengan Meniadakan Tulangan Geser ………………………………….. K6 - 42

K6.6.2.8.1 Balok bertulang ……………………………………………………………………………. K6 - 42 K6.6.2.8.2 Balok prategang ……………………………………………………………………….…… K6 - 43 K6.6.2.8.3 Pengaruh sekunder pada Vuc …………………………………………………………….. K6 - 44

K6.6.2.9 Kontribusi Tulangan Geser Terhadap Kekuatan Geser …………………………………………. K6 - 44 K6.6.2.10 Tulangan geser minimum …………………………………………………………………………… K6 - 44 K6.6.2.11 Tulangan Gantung …………………………………………………………………………………… K6 - 44 K6.6.2.12 Pendetailan Tulangan Geser ……………………………………………………………………….. K6 - 45

K6.6.2.12.1 Tipe …………………………………………………………………………………………. K6 - 45 K6.6.2.12.2 Jarak Antara ……………………………………………………………………………….. K6 - 45 K6.6.2.12.3 Perpanjangan ……………………………………………………………………………… K6 - 45 K6.6.2.12.4 Pengangkeran ujung dari tulangan ……………………………………………………… K6 - 45 K6.6.2.12.5 Pengangkeran Ujung dari Tulangan Tersusun ………………………………………… K6 - 45

K6.6.3 KEKUATAN BALOK TERHADAP PUNTIR ……………………………………………………………… K6 - 46 K6.6.3.1 Penggunaan ………………………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.2 Metoda Perencanaan ……………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.3 Redistribusi Puntir …………………………………………………………………………………… K6 - 46 K6.6.3.4 Kekuatan Terhadap Torsi yang Dibatasi oleh Hancurnya Bagian Badan ……………………… K6 - 46 K6.6.3.5 Persyaratan untuk Tulangan Puntir ………………………………………………………………… K6 - 46 K6.6.3.6 Kekuatan Puntir Balok ………………………………………………………………………………. K6 - 47 K6.6.3.7 Tulangan Puntir Memanjang ……………………………………………………………………….. K6 - 47 K6.6.3.8 Tulangan Puntir Minimum …………………………………………………………………………… K6 - 48 K6.6.3.9 Pendetailan Tulangan Puntir …………………………………………………………………………K6 - 48 K6.6.3.10 Pendetailan Beton …………………………………………………………………………………… K6 - 48

K6.6.4 GESER MEMANJANG PADA BALOK …………………………………………………………………… K6 - 48 K6.6.4.1 Penggunaan ………………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.2 Metoda Perencanaan …………………………………………………………………………………K6 - 48 K6.6.4.3 Gaya Geser Rencana …………………………………………………………………………………K6 - 48 K6.6.4.4 Kekuatan Geser Rencana …………………………………………………………………………… K6 - 49 K6.6.4.5 Koefisien Permukaan Bidang Geser ……………………………………………………………….. K6 - 49 K6.6.4.6 Penulangan Bidang Geser ………………………………………………………………………….. K6 - 50 K6.6.4.7 Ketebalan Minimum dari Komponen Struktural …………………………………………………… K6 - 50

K6.6.5 LENDUTAN DARI BALOK ………………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5.1 Umum …………………………………………………………………………………….…………… K6 - 50 K6.6.5.2 Lendutan Balok dengan Perhitungan yang Lebih Teliti …………………………….……………. K6 - 51 K6.6.5.3 Lendutan Balok dengan Cara Perhitungan yang Disederhanakan …………………………….. K6 - 52

K6.6.5.3.1 Lendutan Seketika ………………………………………………………………………… K6 - 52 K6.6.5.3.2 Lendutan Jangka Panjang untuk Balok Tidak Retak pada Beban Tetap …………… K6 - 53 K6.6.5.3.3 Metoda Pengali untuk Lendutan Jangka Panjang dari Balok Retak pada Beban

Tetap ………………………………………………………………………………………… K6 - 53K6.6.5.4 Anggapan untuk memenuhi perbandingan antara bentang dengan tinggi untuk balok beton

bertulang ……………………………………………………………………………………….……… K6 - 54 K6.6.6 PENGENDALIAN RETAK PADA BALOK ………………………………………………………….………… K6 - 55

K6.6.6.1 Pengendalian Retak pada Balok Beton Bertulang yang Terlentur ……………………………….. K6 - 55 K6.6.6.2 Pengendalian Retak untuk Balok Prategang yang Terlentur ……………………………………… K6 - 55

K6.6.6.2.1 Balok Monolitik ……………………………………………………………………………… K6 - 55

K6 - ix

K6.6.6.2.2 Unsur Segmental pada Hubungan Tidak Tertahan ……………………………………. K6 - 56 K6.6.6.3 Pengendalian Retak pada Muka Sisi dari Balok …………………………………………………… K6 - 56 K6.6.6.4 Pengendalian Retak pada Bukaan dan Diskontinuitas ……………………………………………. K6 - 56

K6.7 PERENCANAAN PELAT LANTAI UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN ………………………… K6 - 57 K6.7.1 KEKUATAN PELAT LANTAI TERLENTUR ……………………………………………………………… K6 - 57

K6.7.1.1 Umum …………………………………………………………………………………….…………… K6 - 57 K6.7.1.2 Tebal Minimum Pelat Lantai ………………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.3 Tulangan Minimum …………………………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.4 Penyebaran Tulangan untuk Pelat Lantai ………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.5 Pengaku Bagian Tepi …………………………………………………………………………………K6 - 58

K6.7.2 KEKUATAN PELAT LANTAI TERHADAP GESER …………………………………………………….. K6 - 58 K6.7.2.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.2 Penerapan …………………………………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.3 Kekuatan Geser Ultimate Dimana M, adalah Nol ………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.4 Kekuatan Geser Ultimate Dimana M, Tidak Sama Dengan Nol ………………………………… K6 - 59 K6.7.2.5 Was Minimum dari Sengkang Tertutup ……………………………………………………………. K6 - 60 K6.7.2.6 Detail Tulangan Geser ………………………………………………………………………………. K6 - 60

K6.7.3 LENDUTAN PELAT LANTAI ……………………………………………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.2 Lendutan Pelat Lantai dengan Perhitungan Lebih Teliti ………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.3 Lendutan Pelat Lantai dengan Cara Perhitungan yang Disederhanakan ……………………… K6 - 61

K6.7.4 PENGENDALIAN RETAK PADA PELAT LANTAI ……………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.1 Pengendalian Retakan Pelat Bertulang yang Terlentur …………………………………………. K6 - 61 K6.7.4.2 Pengendalian Retakan Pelat Beton Prategang yang Terlentur ………………………………… K6 - 61 K6.7.4.3 Pengendalian Retakan Akibat Pengaruh Susut dan Suhu ……………………………………… K6 - 61 K6.7.4.4 Penulangan untuk Pelat Lantai yang Terkekang ………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.5 Pengendalian Retakan Disekitar yang Terkekang ……………………………………………… K6 - 62 K6.7.4.6 Pengendalian Retakan pada Bukaan dan Pelat Tidak Menerus ………….…………………… K6 - 62

K6.7.5 GESER MEMANJANG PADA PELAT …………………………………………………………………… K6 - 62

K6.8 PERENCANAAN KOLOM DAN BAGIAN KOMPONEN TERTARIK UNTUK KEKUATAN DANDAYA LAYAN ……………………………………………………………………………………………………K6 - 63

K6.8.1 UMUM ……………………………………………………………………………………………………….. K6 - 63 K6.8.1.1 Metoda Perencanaan …………………………………………………………………………………K6 - 63 K6.8.1.2 Momen Lentur Minimum …………………………………………………………………………….. K6 - 63 K6.8.1.3 Definisi-definisi ………………………………………………………………………………….……. K6 - 63

K6.8.2 PROSEDUR PERENCANAAN …………………………………………………………………………… K6 - 64 K6.8.2.1 Prosedur Perencanaan dengan Menggunakan Analisa Elastis Linier ……………………..…… K6 - 64 K6.8.2.2 Prosedur Perencanaan, Momen Lentur Sekunder Tergabung …………………………….…… K6 - 64 K6.8.2.3 Prosedur Perencanaan dengan Menggunakan Analisa yang Teliti ……………………….……. K6 - 64

K6.8.3 PERENCANAAN KOLOM PENDEK …………………………………………………………………….. K6 - 64 K6.8.3.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 64 K6.8.3.2 Kolom Pendek Dengan Gaya Aksial Kecil ………………………………………………….…….. K6 - 65

K6.8.4 PERENCANAAN KOLOM RAMPING …………………………………………………………….……… K6 - 65 K6.8.5 KELANGSINGAN …………………………………………………………………………………………… K6 - 65

K6.8.5.1 Umum …………………………………………………………………………………………….…… K6 - 65 K6.8.5.2 Radius Girasi …………………………………………………………………………………….…… K6 - 65

K6.8.6 KEKUATAN KOLOM DALAM KOMBINASI LENTUR DAN TEKAN ………………..………………… K6 - 66 K6.8.6.1 Dasar Perhitungan Kekuatan ……………………………………………………………………..… K6 - 66 K6.8.6.2 Balok Tegangan Segi Empat …………………………………………………………………..…… K6 - 67 K6.8.6.3 Perhitungan N…………………………………………………………………………………………. K6 - 67K6.8.6.4 Perencanaan Berdasarkan Pada Masing-masing Momen Lentur Yang Bekerja Secara

Terpisah ……………………………………………………………………………………………… K6 - 67 K6.8.6.5 Perencanaan Untuk Lentur Biaksial Dan Tekan ………………………………………………… K6 - 68

K6.8.7 PERSYARATAN TULANGAN UNTUK KOLOM ……………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.1 Pembatasan Pada Baja Tulangan Memanjang …………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.2 Tulangan Terkelompok ……………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.7.3 Pengekangan Tulangan Memanjang ……………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.7.4 Penyambungan Tulangan Memanjang …………………………………………………………… K6 - 69

K6.8.8 PERENCANAAN BATANG TARIK ……………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.2 Prinsip-prinsip Dasar ………………………………………………………………………………… K6 - 69

K6 - x

K6.9 PERENCANAAN DINDING …………………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.1 PENGGUNAAN ……………………………………………………………………………………………. K6 - 70 K6.9.2 PROSEDUR PERENCANAAN …………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.3 PENGIKAT DINDING ……………………………………………………………………………………… K6 - 70K6.9.4 METODA PERENCANAAN DISEDERHANAKAN UNTUK DINDING TERIKAT YANG

MENERIMA HANYA GAYA VERTIKAL ………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.1 Eksentrisitas Beban Vertikal ………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.2 Perbandingan Tinggi Efektip Maksimum Dengan Ketebalan …………………………………… K6 - 70 K6.9.4.3 Tinggi Efektip ………………………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.4 Kekuatan Aksial Rencana dari Dinding …………………………………………………………… K6 - 70

K6.9.5 PERENCANAAN DINDING UNTUK GAYA HORISONTAL BIDANG ………………………………… K6 - 71 K6.9.5.1 Lentur Bidang ………………………………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.2 Penampang Kritis untuk Geser ……………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.3 Kekuatan dalam Geser ……………………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.4 Kekuatan Geser tanpa Tulangan Geser …………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.5 Kontribusi Tegangan Geser oleh Tulangan Geser ………………………………………………. K6 - 71

K6.9.6 PERSYARATAN TULANGAN UNTUK DINDING ……………………………………………………… K6.- 72

K6.10 PERENCANAAN BAGIAN YANG TIDAK TERLENTUR, ZONA UJUNG, DAN PERMUKAANPERLETAKAN …………………………………………………………………………………………..……… K6 - 73

K6.10.1 PERENCANAAN BAGIAN YANG TIDAK TERLENTUR ……………………………………..………… K6 - 73 K6.10.1.1 Umum ………………………………………………………………………………………..………… K6 - 73

K6.10.1.1.1 Penerapan ……………………………………………………………………….…………. K6 - 73 K6.10.1.1.2 Dasar Perencanaan ……………………………………………………………..………… K6 - 73 K6.10.1.1.3 Jarak Penulangan ………………………………………………………………..…………K6 - 73

K6.10.1.2 Perencanaan Berdasarkan Aksi Tarik dan Tekan …………………………………………………K6 - 74 K6.10.1.2.1 Idealisasi Struktural ………………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.2 Batang Tekan Beton ……………………………………………………………..…………K6 - 74 K6.10.1.2.3 Bagian Simpul ……………………………………………………………………………… K6 - 74K6.10.1.2.4 Batang Tarik ………………………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.5 Tulangan Tambahan ……………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.6 Syarat-syarat Tambahan untuk Korbel …………………………………………….…… K6 - 75 K6.10.1.2.7 Syarat-syarat Tambahan untuk Rib Beton Menerus …………………………………… K6 - 75 K6.10.1.2.8 Syarat-syarat Tambahan untuk Hubungan Bertangga ………………………………… K6 - 75

K6.10.1.3 Perencanaan Berdasarkan Analisa Tegangan …………………………………………………… K6 - 75 K6.10.1.4 Cara Perencanaan Empiris …………………………………………………………………….…… K6 - 75

K6.10.2 DAERAH PENGAngkerAN UNTUK Angker PRATEGANG …………………………………….……… K6 - 76 K6.10.2.1 Penerapan ……………………………………………………………………………………..……… K6 - 76 K6.10.2.2 Umum ……………………………………………………………………………………….….……… K6 - 76 K6.10.2.3 Pembebanan Yang Harus Diperhitungkan ………………………………………………………… K6 - 77 K6.10.2.4 Perhitungkan Gaya Tarik Sepanjang Garis Kerja Gaya Angker ………………………………… K6 - 77 K6.10.2.5 Perhitungan Gaya Tarik Yang Tumbul Dekat Muka Yang Dibebani …………………….……… K6 - 78 K6.10.2.6 Jumlah dan Distribusi Tulangan ……………………………………………………………….…… K6 - 78 K6.10.2.7 Daerah Pengangkeran Pada Komponen Pra-penegangan ……………………………………… K6 - 78 K6.10.2.8 Detail Penulangan Khusus Pada Daerah Pengangkeran ………………………………….……. K6 - 78

K6.10.3 PERMUKAAN PERLETAKAN ………………………………………………………………………..…… K6 - 78

K6.11 PENYALURAN TEGANGAN DAN PENYAMBUNGAN TULANGAN DAN TENDON …………….…… K6 - 79 K6.1 1.1 PENYALURAN TEGANGAN DALAM TULANGAN ………………………………………………..…… K6 - 79

K6.11.1.1 Umum …………………………………………………………………………………………..……… K6 - 79 K6.11.1.2 Panjang Penyaluran untuk Tulangan Tarik ………………………………………………..……… K6 - 79

K6.11.1.2.1 Panjang Penyaluran untuk Menyalurkan Kuat Leleh …………………………...………K6 - 79 K6.11.1.2.2 Anggapan yang Memenuhi Panjang Penyaluran ……………………………….……… K6 - 81 K6.11.1.2.3 Panjang Penyaluran untuk Menyalurkan Kurang dari Kuat Leleh ………..……...……K6 - 82 K6.11.1.2.4 Panjang Penyaluran Disekitar Dengkokan ………………………………..………..…… K6 - 82 K6.11.1.2.5 Panjang Penyaluran Tulangan dengan Kaitan Standar …………………………..…… K6 - 82 K6.11.1.2.6 Kaitan Standar ……………………………………………………………………………… K6 - 82 K6.11.1.2.7 Diameter Dalam dari Bengkokan atau Kaitan …………………………………..……… K6 - 82

K6.11.1.3 Panjang Penyaluran untuk Tulangan yang Tertekan ……………………………………..……… K6 - 83 K6.11.1.4 Panjang Penyaluran untuk Tulangan Terkelompok ……………………………………………… K6 - 83 K6.11.1.5 Panjang Penyaluran dari Tulangan yang Dianyam Akibat Tarik ………………………………… K6 - 84 K6.11.1.6 Penyaluran Kekuatan pada Tulangan Akibat Pengangkeran …………………………………… K6 - 84

K6.11.2 PENYAMBUNGAN TULANGAN ………………………………………………..………………………… K6 - 84 K6.11.2.1 Umum ………………………………………………………………………………………..………… K6 - 84

K6 - xi

K6.11.2.2 Sambungan Mekanis atau Las ……………………………………………………………………… K6 - 85 K6.11.2.2.1 Umum …………………………………………………………………………………….…. K6 - 85 K6.11.2.2.2 Tegangan-tegangan Ijin dalam Las ……………………………………………………… K6 - 85

K6.11.2.3 Sambungan Tumpang untuk Tulangan Tarik …………………………………………………….. K6 - 85 K6.11.2.4 Sambungan Tumpang untuk Anyaman Tulangan yang Tertarik …………………………….…. K6 - 85 K6.11.2.5 Sambungan Tumpang untuk Tulangan yang Tertekan ……………………………………….…. K6 - 86 K6.11.2.6 Sambungan Tumpang untuk Tulangan Terkelompok ……………………………………….…… K6 - 86

K6.11.3 PENYALURAN TEGANGAN DALAM TENDON …………………………………………………….….. K6 - 86 K6.11.3.1 Umum ……………………………………………………………………………………………….… K6 - 86 K6.11.3.2 Panjang Penyaluran untuk Tendon Pra-penegangan ………………………………………….… K6 - 86 K6.11.3.3 Penyaluran Tegangan pada Tendon Pasca-penegangan dengan Pengangkeran ………….…K6 - 86

K6.11.4 PENGKOPELAN TENDON ……………………………………………………………………………….. K6 - 86

K6.12 SAMBUNGAN, BENDA YANG TERTANAM, PERLENGKAPAN DAN PENYAMBUNG ……………. K6 - 87 K6.12.1 PERENCANAAN SAMBUNGAN ……………………………………………………………………..…… K6 - 87

K6.12.1.1 Sambungan Konstruksi ……………………………………………………………………….…….. K6 - 87 K6.12.1.2 Sambungan Gerakan ………………………………………………………………………...……… K6 - 87

K6.12.2 BENDA YANG TERTANAM DAN LOBANG DALAM BETON ……………………………..………….. K6 - 87 K6.12.2.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 87 K6.12.2.2 Syarat-syarat Bahan …………………………………………………………………………….…… K6 - 87 K6.12.2.3 Pipa yang Mengalirkan Cairan, Gas atau Asap …………………………………………………… K6 - 87 K6.12.2.4 Jarak dan Selimut Seton ………………………………………………………………………..…… K6 - 87

K6.12.3 PERSYARATAN UNTUK PERLENGKAPAN …………………………………………………………… K6 - 88 K6.12.4 SAMBUNGAN …………………………………………………………………………………………….… K6 - 88

K6.13 BAGIAN KOMPONEN BETON TIDAK BERTULANG …………………………………………………..… K6 - 89 K6.13.1 PENGGUNAAN ………………………………………………………………………………………….…. K6 - 89 K6.13.2 PERENCANAAN …………………………………………………………………………………………… K6 - 89

K6.13.2.1 Prinsip-prinsip Dasar dari Perencanaan Kekuatan …………………………………………..…… K6 - 89 K6.13.2.2 Sifat-sifat Penampang ………………………………………………………………………………. K6 - 89

K6.13.3 KEKUATAN DALAM LENTUR ……………………………………………………………………..………K6 - 89 K6.13.4 KEKUATAN DALAM GESER ……………………………………………………………………………… K6 - 89 K6.13.5 KEKUATAN TERHADAP TEKAN AKSIAL …………………………………………………………………. K6 - 89 K6.13.6 KEKUATAN DALAM KOMBINASI LENTUR DENGAN TEKAN ……………………………………..……K6 - 89

REFERENCES ………………………………………………………………………………………………………………… K6 – 90

K6 - xii


Table K6.1 Minimum Bar Lengths for Standard Hooks ………………………………………………………………….. K6 - 83

K6 - xiii

SECTION K6 STRUCTURAL

CONCRETE DESIGN

K6.1 INTRODUCTION

K6.1.1 SCOPE

This Section sets out the minimum requirements for thedesign of safe, serviceable and durable concrete bridgesand associated structures. There may be otherrequirements, not covered by this Section, which alsohave to be considered.

K6.1.2 APPLICATION

A lower concrete strength limit of 20 MPa has been imposed because strength grades less than this are notconsidered suitable for concrete bridges.

An upper concrete strength limit of 50 Mpa has beenadopted because much of the research on which thisSection is based involved concrete strengths at or belowthis value. This Section may be applied to higherstrength concretes provided that the appropriatesphysical properties are used in design.

Concrete with a saturated surface-dry density less than 2,100 kg/ma is considered to be lightweight concrete.The provisions of this Section do not fully cover therequirements for the use of this material in concretebridges.

The provisions of this Section may be used for thedesign of structures with unbonded tendons providedthe designer recognises the inherent differencesbetween the behaviour of these structures and thosewith bonded tendons under both serviceability andultimate limit states.

In the preparation of this Section a certain level ofknowledge and competence of the users has to beassumed. As specified in Section 1, the DesignEngineer should be a professionally qualified civil orstructural engineer experienced in the design ofconcrete bridges, or equally qualified but lessexperienced persons working under their guidance. It is therefore intended that the Section be applied andinterpreted by such persons.


No commentary.

BAGIAN 6 PERENCANAAN BETON

STRUKTURAL

K6.1 PENDAHULUAN


Bagian ini mencakup syarat-syarat minimum untukperencanaan jembatan beton dan struktur yangberhubungan dengan jembatan beton yang aman,mampu berfungsi dan awet. Syarat-syarat lain yang jugaharus dipertimbangkan mungkin tidak tercakup dalambagian ini.

K6.1.2 PENGGUNAAN

Batas kekuatan beton yang lebih rendah dari 20 MPasudah dikesampingkan karena dipertimbangkan tidakcocok untuk jembatan beton.

Batas kekuatan beton sampai 50 MPa diambil karenasebagian besar penelitian yang mendasari bagian inimelibatkan beton dengan kekuatan 50 MPa atau lebihkecil. Bagian ini dapat digunakan untuk beton yangberkekuatan Iebih tinggi selama sifat-sifat fisik betonyang digunakan untuk perencanaan memenuhi syarat.

Beton dengan berat isi jenuh kering permukaan yangkurang dari 2100 kg/cm3 dikategorikan sebagai betonringan. Kelengkapan dari bagian ini tidak mencakupsecara lengkap syarat-syarat untuk penggunaanmaterial in pada jembatan beton.

Kelengkapan dari bagian in dapat digunakan untukperencanaan struktur dengan kabel yang tidak terikat,selama perencana mengerti perbedaan yang nyataantara sifat struktur in dan struktur dengan kabel yangterikat pada keadaan tingkat kelayanan dan batasultimate.

Dalam persiapan bagian ini, tingkat tertentu daripengetahuan dan kemampuan pemakai harusdianggap. Seperti yang dispesifikasikan pada Bagian 1,Perencana harus seorang Ahli Teknik Sipil atau Strukturyang memenuhi syarat secara profesional danberpengalaman atau Ahli Teknik dengan persyaratanyang sama tapi kurang pengalaman yang bekeriadibawah arahan Ahli yang berpengalaman. Karena itudimaksudkan bahwa bagian ini digunakan dan di-interpretasikan oleh tenaga-tenaga seperti diatas.

K6.1.3 PENGATURAN BAGIAN

Tidak perlu penielasan.

K6 - 1

K6.1.4 CONCRETE COMPRESSIVESTRENGTH

Although job-control of concrete strength in Indonesia isusually carried out using concrete cubes, most of thespecifications used refer to cylinder strength.

Characteristic concrete strength specified in the Codeare based on cylinder strength in order to maintain acorrespondence to results of research carried out inIndonesia and other countries.

K6.1.5 INFORMATION TO BE SHOWN ONDRAWINGS

K6.1.5.1 Design Data

The information listed in this clause is required tocomply with the quality assurance provisions of Section1 of the Code.

K6.1.5.2 Design Details

No commentary.

K6.1.6 GLOSSARY

K6.1.6.1 General

No commentary.


Characteristic strength: The concept o f characteristicstrength removes some of the confusion regarding termssuch as "minimum" strength, design strength, and targetstrength. The characteristic strength, as defined, isconsistent with the "5 percent defective" probability.

Effective depth: For a cross-section with multiple layersof reinforcement, or a mixture of reinforcement andtendons, all the steel may not be at yield at the ultimatestrength conditions. In such cases the resultant tensileforce will not be at the centroid of the tensile steel area.

Where all the tensile reinforcements is effectively at itsyield stress under ultimate strength conditions, the usualcase for normal reinforced concrete beams, the resultanttensile force acts at the centroid of the tensile steel area.

K6.1.4 KUAT TEKAN BETON

Meskipun pengawasan pekerjaan dari kekuatan beton diIndonesia umumnya dilakukan dengan memakai bendauji kubus, sebagian besar spesifikasi yang digunakanberdasarkan kekuatan beton dengan benda uji silinder.

Kekuatan beton karakteristik yang dispesifikasikandalam peraturan didasarkan pada kekuatan betondengan benda uji silinder dalam usaha untukmempertahankan keselarasan terhadap hasil-hasilpenelitian yang dilakukan di Indonesia dan negaralainnya.

K6.1.5 KETERANGAN YANG HARUSDICANTUMKAN DALAM GAMBAR

K6.1.5.1 Data Perencanaan

Informasi yang termasuk kedalam sub-bagian ini dibutuhkan untuk kelengkapan jaminan mutu dariBagian 1 Peraturan ini.

K6.1.5.2 Detail Perencanaan


K6.1.6 ISTILAH

K6.1.6.1 Umum


K6.1.6.2 Definisi-definisi

Kekuatan karakteristik : Konsep kekuatan karakteristikmenghilangkan beberapa keraguan yang berhubungandengan istilah-istilah seperti kekuatan minimum,kekuatan rencana, dan kekuatan yang hendak dicapai.Seperti yang dibatasi, kekuatan karakteristik konsistendengan kemungkinan 5% kegagalan.

Tinggi efektif: Untuk penampang melintang dengantulangan berlapis ganda, atau gabungan tulang dan kabel, tidak semua baja dapat mencapai leleh padakondisi kekuatan ultimate. Untuk kondisi ini gaya tarikresultan tidak akan berada pada pusat bidang bagiantarik.

Bila mana semua tulangan tarik secara efektif beradadalam keadaan Ieleh saat kondisi kekuatan ultimate,kejadian yang umum pada balok bertulang, gaya tarikresultan bekerja pada pusat bidang baja tarik.

K6 - 2

Lightweight concrete: For the purpose of this sub-section, the term "lightweight concrete" applies only tostructural concrete made with lightweight coarseaggregate and normal-weight fine aggregate. Cellularconcrete, no-fines concrete and concrete in which theaggregates are entirely lightweight are excluded fromthis definition.

K6.1.7 SYMBOLS

The notation adopted in this Section follows "wheneverand as far as practicable" recommendations of theInternational Organisation for Standardisation (ISO).

The notation is based on ISO Standard 3898 (1987),which sets out rules for constructing a coherent andconsistent set of symbols applicable to the design ofstructures. That Standard specifies only the generalterms, so the particular terms relevant to concretestructures have been derived and included in thisSection.

Beton ringan : Untuk sub-bagian ini, istilah beton ringanhanya berlaku untuk beton struktur yang dibuat denganagregat kasar ringan dan agregat halus normal. Betonberongga, beton tanpa agregat halus dan beton dimanasemua agregat ringan digunakan tidak termasukkedalam definisi ini.

K6.1.7 SYMBOL

Bilamana dan selama memungkinkan, notasi yangdigunakan mengikuti rekomendasi dari InternationalOrganisation Standardisation (ISO).

Notasi didasarkan pada ISO standard 3898 (1987)dimana mencakup aturan-aturan untuk membangunsuatu kumpulan yang konsisten dan baku dari simbol-simbol yang digunakan untuk perencanaan struktur.Standar itu hanya mengspesifikasikan istilah umum,karena itu istilah khusus yang berhubungan denganstruktur beton sudah diciptakan dan dimasukkankedalam bagian ini.

K6 - 3

K6.2 DESIGN REQUIREMENTS

The design requirements apply to the complete structureand its component members. During construction theremay be critical periods for the partially built structurewhen unusual load paths are called into play. TheDesign Engineer should consider such conditions.

K6.2.1 DESIGN FOR STRENGTH

The design strength of a member may be computedusing either traditional Working Stress Design methodsor Limit State Design Methods.

This section strongly favours the use of the Limit StateDesign methods, as explained in Article 6.1.3. In thismethod the design ultimate strength is the strengthcalculated in accordance with the relevant clauses,

multiplied by the Strength Reduction Factor, K , whichis always less than one.

Rc

The rules for calculating the ultimate strength of amember are based on predetermined limiting states ofstress, strain, cracking or crushing, as appropriate, andconform to research data for each type of structuralaction.

The strength reduction factor K takes the followinginto account:

Rc

i. variation in material strength, material properties,position of reinforcing or prestressing steel, size of members and homogeneity.

ii. differences between the ultimate strengthobtained from tests and the ultimate strength of the member in the structure.

iii. inaccuracies in the design equations related to member design and an incompleteunderstanding of internal actions;

iv. degree of ductility and required reliability of themember under the action effects beingconsidered; and

v. importance of the member in the structure.

For example, the K factor used for columns is lowerthan that for beams because a column has less ductility,is more sensitive to variations in concrete strength, andthe consequences of failure are likely to be moreserious.

Rc

K6.2 SYARAT-SYARATPERENCANAAN

Syarat-syarat perencanaan ini berlaku untuk struktur yang lengkap dan elemen-elemen komponennya.Selarna pelaksanaan mungkin ada saat kritis padastn*tur yang dibangun secara terpisah dimana I*wbeban yang tidak normal terjadi. Perencana seharusnyamempertimbangkan kondisi yang demiian.

K6.2.1 PERENCANAAN UNTUK KEKUATAN

Kekuatan rencana dari suatu elemen dapat dihitungdengan menggtmakan metode rencana tegangan kerjayang traditionl atau metode rencana keadaan batas.

Bagian ini secara tegas memilih penggunaan metoderencana keadaan batas seperti yang diterangkan padaartikel 6.1.3. Pada metode ini kekuatan ultimate rencanaadalah kekuatan yang dihitung sesuai dengan sub-subbagian yang tersangkut dikalikan dengan faktor

pengurang kekuatan, K , yang mana selalu kecil darisatu.

Rc

Aturan untuk menghitung kekuatan ultimate dari suatuelemen didasarkan pada keadaan batas tegangan,regangan. retak atau hancur yang ditetapkan terlebihdahulu, sebagai dapat diterima, dan sesuai dengan datapenelitian untuk masingmasing tipe dari aksi struktur.

Faktor pengurangan kekuatan K mempertimbangkanhal-hal berikut

Rc

i. variasi pada kekuatan material, sifat-sifatmaterial, posisi tulangan atau kabel prategang,ukuran elemen struktur dan keseragaman.

ii. perbedaan-perbedaan antara kekuatan ultimateyang diperoleh dari pengujian dan kekuatanultimate dari elemen pada struktur.

iii. ketidak tepatan pada rumus perencanaan yangberhubungan dengan perencanaan elemen danpengertian yang tidak mendalam tentangaksiaksi internal.

iv. tingkat kelenturan dan keandalan yangdibutuhkan dari elemen terhadap pengaruh aksiyang dipertimbangkan.

v. tingkat kepentingan elemen dalam struktur.

Sebagai contoh, faktor K yang digunakan pada kolomlebih rendah dari yang digunakan untuk balok karenakolom kurang lentur, lebih peka terhadap variasikekuatan beton, dan konsekuensi kegagalan cenderung lebih serius.

Rc

K6 - 4

The overall factor of safety is dependent on the StrengthReduction Factor and the Load Factor given in Section2, and represents the source and magnitude of variability in the processes of design and construction.

In most instances K is assigned a single valuebetween and including 0.75 and 0.6. For certain casesof bending without axial forces and for all cases of

bending combined with axial forces, the value of Kvaries with the ductility of the section underconsideration, fully ductile behaviour being assigned avalue of 0.75 and non-ductile behaviour, a value of 0.6.

Rc

Rc

K6.2.2 DESIGN FOR SERVICEABILITY

K6.2.2.1 General

The important serviceability criteria are usuallyexcessive deflection and cracking. Other criteria shouldbe examined where required.

K6.2.2.2 Cracking

The control of cracking under service conditions isrequired for durability and long term performance. Thedetailed design requirements are set out in Article 6.6.6for beams, and Article 6.7.4 for slabs.

To control cracking due to shrinkage and temperatureeffects, a minimum area of reinforcement in bothdirections on all faces of concrete members has beenspecified.

Reinforcement placed near the surface of a member tocarry other loads may be considered as fully effective inproviding reinforcement for shrinkage and temperature.

K6.2.2.3 Deflection Limits for Beams andSlabs

The total deflection is measured from the as-castposition but does not provide specific guidance on thetreatment of camber which could be used to eliminatethe effect of part or all of the total deflection, andpossibly permit slender members, for longer spans. Ifcamber is used to significantly reduce the stiffness of themember then care should be taken to check theincremental deflection, support rotations and thepossibility of excessive vibration under transient loads.

Details of the methods of calculating deflections are setout in Article 6.6.5, for of Beams, and Article

Faktor keamanan secara keseluruhan tergantung padafaktor pengurangan kekuatan dan faktor beban yangdiberikan pada Bagian 2, dan mewakili sumber dan jumlah dari tingkat variasi dalam proses perencanaandan pelaksanaan.

Dalam banyak hal K ditetapkan sebagai besarantunggal dan berkisar antara 0.75 dan 0.6. Untuk halkhusus pada momen lentur tanpa gaya normal danuntuk semua hal pada kombinasi momen lentur dan

gaya normal, besaran K bervariasi terhadapkelenturan elemen yang dipertimbangkan untuk sifatlentur yang sempurna ditetapkan nilai 0.75 dan tidaklentur nilai 0.6.

Rc

Rc

K6.2.2 PERENCANAAN UNTUK DAYALAYAN

K6.2.2.1 Umum

Kriteria daya layan yang penting biasanya adalahlendutan yang berlebihan dan retakan. Kriteria lainnyabila mana diperlukan seharusnya dipertimbangkan.

K6.2.2.2 Retakan

Pengendalian retakan kondisi layan diperlukan untukkeawetan dan keadaan jangka panjang. Perencanaansecara seksama untuk balok diberikan pada Artikel 6.6.6dan untuk pelat pada Artikel 6.7.4.

Untuk pengendalian retakan karena susut dan pengaruhtemperatur, luas minimum tulangan untuk kedua arahpada semua tampak dari elemen beton sudahditetapkan.

Tulangan yang diletakan dekat kepermukaan darisebuah elemen untuk memikul beban lainnya dapatdipertimbangkan efektif sempurna dalam memenuhitulangan untuk susut dan temperatur.

K6.2.2.3 Pembatasan Lendutan untuk Balokdan Pelat

Lendutan total diukur dari posisi saat dicetak tapi tidakmemberi arahan khusus untuk memperlakukan anti-lendutan yang dapat digunakan untuk menghilangkanpengaruh sebagian atau keseluruhan dari lendutan, danmemungkinkan dapat mengizinkan elemen yangramping, untuk bentang yang lebih panjang. Jika anti-lendutan digunakan untuk mengurangi secara berartikekakuan elemen perhatian harus diambil untukmengecek lendutan tambahan, rotasi perletakan dankemungkinan getaran yang berlebihan pada bebansesaat.

Detail metode perhitungan lendutan untuk balokdiberikan pada Artikel 6.6.5 dan untuk pelat pada6.7.3. for Slabs.

K6 - 5

K6.2.2.4 Vibration

The design of structures subject to dynamic loads, sothat the vibrations generated do not exceed acceptablelevels, is a complex subject.

A detailed understanding of the magnitude and nature ofthe dynamic loads applied (harmonic, transient orrandom force), the acceptability criteria relevant to thetype of structure under consideration and the nature ofthe loads are essential for obtaining a satisfactorysolution.

Some Serviceability Limit States are:

i. pedestrian traffic on road bridges and footbridges(Wheeler 1982);

ii. wind loads on structure (Irwin 1978); and

iii. blasting (assuming a nearby quarry) (ACI 21574).

The Designer Engineer should be careful to useappropriate acceptability criteria in judging the adequacyof the design.

The Designer Engineer is unlikely to obtain solutionswith similar confidence levels to static problems becauseof the difficulties of obtaining precise information on thedynamic loads and determining acceptability criteria.

K6.2.3 DESIGN FOR STRENGTH ANDSERVICEABILITY BY LOAD TESTING OF A PROTOTYPE

The detailed requirements for load testing shall bedetermined for each particular case. Some guidancemay be found in Section 9.

K6.2.4 DESIGN FOR DURABILITY

Durability is an explicit design requirement as set out inSub-section 6.3.

Artikel 6.7.3.

K6.2.2.4 Getaran

Perencanaan struktur yang ditujukan untuk bebandinamik, sehingga getaran yang ditimbulkan tidakmelebihi tingkat yang diizinkan, adalah masalah yangrumit.

Pengertian secara seksama dari besaran dan asal daribeban dinamik yang dipakai (harmonis, tiba-tiba ataugaya acak), kriteria tingkat penerimaan yang sesuaidengan tipe struktur yang dipertimbangkan dan asalbeban sangat penting untuk mendapatkan penyelesaianyang memuaskan.

Beberapa keadaan batas tingkat layan adalah

i. lalu lintas pejalan kaki pada jembatan jalan rayadan jembatan pejalan kaki (Wheeler 1982);

ii. beban angin pada struktur (Irwin 1978); and

iii. ledakan (anggapan dekat quarry) (ACI 215-74).

Perencana seharusnya hati-hati dalam menggunakankriteria tingkat layan yang sesuai dalam memutuskantingkat memadai dari perencanaan.

Perencana mungkin menemui perbedaan dalammendapatkan penyelesaian dengan derajatkepercayaan yang sama dengan masalah-masalahstatis karena tingkat kesulitan dalam memperolehinformasi yang teliti pada beban dinamik danmenetapkan kriterie tingkat penerimaan.

K6.2.3 PERENCANAAN UNTUK KEKUATANDAN DAYA LAYAN DENGANPERCOBAAN PEMBEBANANTERHADAP PROTOTIPE

Syarat-syarat secara seksama untuk pengujian bebanseharusnya ditetapkan untuk masing-masing keadaan yang ditinjau. Beberapa arahan dapat ditemukan padaBagian 9.

K6.2.4 PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN

Tingkat keawetan adalah syarat-syarat perencanaanyang secara jelas dan lengkap diberikan padaSubbagian 6.3.

K6 - 6

K6.2.5 DESIGN FOR EARTHQUAKEMOTIONS

The earthquake forces on a structural are calculated inaccordance with Section 2.

K6.2.6 OTHER DESIGN REQUIREMENTS

The ultimate strength of a member or structure subjectto repetitive loading may be less than that when subjectto static loading because of the phenomenon of fatiguefailure (ACI 215-74 and ACI SP-75).

Fatigue is important only when a member or structure issubject to a large number of repetitive load cycles and/oris subject to extreme stress variations.

Fatigue should be considered where structures aresubject to repeated application of heavy loads.

Generally fatigue will not be a problem provided theprovisions of this Code are satisfied.

Progressive collapse means a continuous sequence offailures initiated by the local failure of one part of thestructure.

Progressive collapse may be prevented by providingeither:

i. adequate structural strength and continuity of the structure and its parts; or

ii. alternative load paths, whereby applied forcescan be transmitted safely through the structure.

Structural continuity may rely upon, among other things,moment, shear, or tensile connections, depending onthe kind of structural system used . The DesignEngineer should note the importance of thisconsideration in precast or combinations of precast andin-situ construction.

During lifting of a beam, collapse or damage may occurdue to rotation of the beam about a longitudinal axisthrough the lifting points. The rotation may be caused bybowing of the beam, inaccuracies in construction of thebeam and/or placement of lifting points.

K6.2.5 PERENCANAAN UNTUI GERAKANGEMPA

Gaya-gaya gempa pada suatu struktur dihitunf sesuaidengan Bagian 2.

K6.2.6 SYARAT-SYARAT PERENCANAANLAINNYA

Kekuatan ultimate dari suatu elemen atau struktui yangditujukan untuk beban berulang dapat lebit kecil darielemen atau struktur yang ditujukan untuk beban statiskarena penomena kegagalan kelelahar (ACI 215-74 and Cl SP-75).

Kelelahan hanya penting bila suatu elemen atal strukturditujukan untuk suatu jumlah yang besai dari perputaranbeban berulang dan/atau untuk variasi tegangan yangmenyolok.

Kelelahan seharusnya dipertimbangkan bila strukturditujukan untuk penggunaan berulang beban berat.

Secara umum kelelahan tidak akan menjadi masalahselama kelengkapan dari aturan ini dipenuhi.

Keruntuhan bertahap berarti kegagalan bertahap yangberlanjut dimulai dari kegagalan lokal suatu bagianstruktur.

Keruntuhan bertahap dapat dihindari denganmelengkapi

i. kekuatan struktur dan kontinuitas struktur danbagiannya yang cukup; atau

ii. lajur beban alternatif, dimana beban yangdiberikan dapat disalurkan secara amankeseluruh struktur.

Kontinuitas struktur dapat menghandalkan antara lainhubungan momen, geser, atau tarik tergantung padajenis sistem struktur yang digunakan. Perencanaseharusnya memperhatikan kepentingan pertimbanganini dalam pelaksanaan pracetak atau gabunganpracetak dan in-situ.

Selama pengangkatan sebuah balok, runtuh atau rusakdapat terjadi karena rotasi balok pada sumbumemanjang melalui titik-titik angkat. Rotasi dapatdisebabkan oleh gerakan turun naik dari balok, ketidak-tepatan dalam pelaksanaan balok dan/atau penempatantitik-titik angkat.

K6 - 7

K6.3 DESIGN FOR DURABILITY

In this Sub-section the requirements for durability designhave been collected together, instead of being scatteredas detailing requirement throughout the"Code.

The importance of designing for durability is highlightedin Beresford et al (1979).

In Article 6.1.1. durability of a structure is indirectly defined as the ability to withstand the expected wearand deterioration throughout its intended life without theneed for undue maintenance. The expected wear anddeterioration may include the influences of weathering,chemical attack and abrasion. It is a complex matterlarge number of interrelated factors (Potter et al 1981),such as:

i. attention to design details, includingreinforcement layout, appropriate cover andprovision for shedding of water from exposedsurfaces;

ii. good mix design; and

iii. correct construction practices, includingadequate fixing of reinforcement and the placing,compacting and curing of the concrete.

all of which are important.

This Code specifies requirements for only some of theseareas.

K6.3.1 APPLICATION

The fact that these requirements are minimumrequirements is emphasised in the concluding note.Provisions are formulated for only a limited range ofenvironments, considering a limited number of types ofattack, eg corrosion of reinforcement and abrasion.

Reactions between the alkalis in cement and reactivesilica or other alkali-reactive constituents in aggregatesare also possible causes of deterioration. They arecollectively known as alkali aggregate reaction (ARR). Inthe presence of moisture the reaction products swell andoccupy a greater volume than the initial constituents.This leads to cracking and deterioration of the concrete.Usually the reaction is slow, but the consequences mayinvolve the demolition of the structure. Three conditionsmust be fulfilled for AAR to occur, the presence ofreactive aggregates; a sufficient supply of alkalies;

K6.3 PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN

Pada sub-bagian ini syarat-syarat untuk perencanaankeawetan sudah dikumpulkan, daripada tersebatsebagai syarat yang mendetail pada setiap artikelPeraturan ini.

Pentingnya perencanaan untuk keawetan ditekankandalam Beresford et al (1979).

Dalam Artikel 6.1.1 keawetan dari suatu struktur secaratak langsung dibatasi sebagai kemampuan untukmenahan keausan dan kerusakan yang dapat terjadiselama umur yang diinginkan tanpa membutuhkanpemeliharaan yang tak perlu. Keausan dan kerusakanyang diharapkan dapat meliputi pengaruh dari cuaca,serangan kimia dan pengerusan. Ini merupakankumpulan masalah yang rumit dari faktor yang salingberkaitan, seperti

i. perhatian terhadap detail perencanaan, meliputipenempatan penulangan, selimut beton yangcukup dan kelengkapan untuk mengalirkan airdari permukaan yang ditampakkan;

ii. perencanaan campuran beton yang balk; dan

iii. mempraktekkan pelaksanaan yang tepat meliputipemasangan tulangan dan penempatan,pemadatan dan perawatan beton.

semua faktor diatas adalah penting.

Peraturan ini mengspesifikasikan syarat-syarat hanyauntuk beberapa bidang diatas.

K6.3.1 PENGGUNAAN BAGIAN TATA CARA

Kenyataan bahwa syarat-syarat ini adalah syaratsyaratminimum ditekankan dalam catatan kesimpulan ini.Kelengkapan dirumuskan hanya untuk suatu ruang yangterbatas dari lingkungan, mempertimbangkan suatujumlah yang terbatas dari tipe serangan, seperti korosidari tulangan dan pengikisan.

Reaksi antara alkali dalam semen dan silika yang reaktifatau pembentuk agregat Iainnya yang reaktif terhadapalkali juga sebab-sebab yang memungkinkan terjadikerusakan. Secara umum dikenal sebagai reaksiagregat-alkali. Dengan adanya cairan reaksimenghasilkan pengembangan dan menempati volumeyang lebih besar dari pembentuk awal. Ini menuntunkepada keretakan dan kerusakan beton. Umumnyareaksi ini berlangsung lama, tetapi resikonya dapatmelibatkan keruntuhan struktur. Tiga syarat harusdipenuhi untuk terjadinya reaksi agregat-alkali,tersedianya

K6 - 8

and the presence of adequate moisture.

The problem can be avoided by not using reactiveaggregates, limiting the available alkalies or keeping themember dry. While the occurrence of AAR in Indonesiahas not been reported as a problem, the Design Engineer should be aware of the potentialconsequences. It was, however, believed that nothingparticular in this regard need be specified in the Code.For further information see Guirguis (1980).

The current state of knowledge of durability design is notsufficiently advanced for design life to be used as aninput parameter within the code. Therefore, therequirements have been formulated for bridges with a"normal" design life of 50 years in mind. For "temporary"structures less-rigorous requirements may be in order.

K6.3.2 DESIGN REQUIREMENTS

K6.3.2.1 General

The Article sets out the procedure for design fordurability, ie determination of the exposure classificationfollowed by consideration of concrete quality, chemicalcontent and cover.

The Code recognizes corrosion of reinforcement to bethe most common and obvious form of durability failure.This can manifest itself as any one, or combination of,surface staining, cracking along reinforcement close to asurface and spalling of a surface.

The following simplified explanation of the corrosionprocess will assist the Design Engineer in understandingthe basis of measures provided in the Code to preventthis type of failure.

For simplicity, the process of corrosion can be dividedinto two phases; initiation and propagation. Generallythe reinforcement is protected against corrosion by thealkalinity of the concrete surrounding it. The initiationphase is considered to be the period over which thisalkalinity is reduced to the level where active corrosioncan commence. The propagation phase is considered tobe the period from commencement of corrosion to thestage where corrosion products cause a failure in thesurrounding concrete.

In the initiation phase, the protection afforded by thealkalinity of the concrete can be reduced by twoprocesses-carbonation (neutralization of the high Ph byinfiltration of atmospheric carbon-dioxide: a slow,continuous process) and ionization (an increase in theconcentration of reactive ions such as chlorides:

agregat yang reaktif; penyaluran alkali yang cukup dantersedianya cairan yang cukup.

Masalah ini dapat dihindarkan dengan tidakmenggunakan agregat yang reaktif, membatasi alkaliyang tersedia, atau mempertahankan elemen tetapkering. Meskipun kejadian reaksi agregat-alkali belumdilaporkan sebagai masalah, perencana seharusnyamenyadari akibat yang cenderung terjadi. Akan tetapidiyakini bahwa tidak ada hal khusus mengenai masalahini yang perlu dispesifikasikan dalam Peraturan ini.Informasi lebih lanjut lihat Guirguis (1980).

Perkembangan terkakhir ilmu pengetahuan tentangperencanaan tingkat keawetan belum cukup maju untukpenggunaan umur rencana sebagai parameter masukandalam peraturan ini. Karena itu syaratsyarat dirumuskanuntuk jembatan dengan suatu umur rencana normal 50tahun. Untuk struktur sementara syarat-syarat yanglebih longgar dapat digunakan.

K6.3.2 SYARAT-SYARAT PERENCANAAN

K6.3.2.1 Umum

Artikel ini mencakup prosedur perencanaan keawetan,seperti penetapan klasifikasi ketampakan diikuti denganpertimbangan mutu beton, kadar kimia dan selimut.

Peraturan ini mengakui korosi tulangan merupakanbentuk yang umum dan nyata dari kegagalan keawetan.Hal ini dapat terlihat pada salah satu atau gabungandari pengotoran permukaan, keretakan sepanjangtulangan yang dekat kepermukaan dan kehancuranpermukaan.

Keterangan tentang proses korosi yang disederhanakansebagai berikut akan membantu perencana memahamidasar pengukuran yang dimuat dalam Peraturan untukmenghindari kegagalan tipe ini.

Untuk penyederhanaan, proses korosi dapat dibagidalam dua tahap; tahap awal dan tahap lanjut.Umumnya tulangan dilindungi terhadap korosi olehalkaliniti beton yang menyelimutinya. Tahap awaldipertimbangkan sebagai masa dimana tingkat alkalinitiini berkurang sampai tingkat dimana korosi aktif dapatmulai terjadi. Tahap lanjut dipertimbangkan sebagai masa dari awal korosi hingga keadaan dimana hasil-hasil korosi menyebabkan suatu kegagalan pada betonsekelilingnya.

Pada tahap awal, perlindungan yang diberikan olehalkaliniti beton dapat berkurang oleh dua proses;karbonasi (penetralan pH yang tinggi oleh masuknyakarbon dioksida dari atmosfir; suatu proses yang lambatdan berlanjut) dan peng-ionan (peningkatan

K6 - 9

a relatively rapid, random process).

In the propagation stage, the reinforcement will corrodeat a rate which depends on the availability of oxygenand moisture, the temperature of the concrete, thepresence of reactive ions and residual alkalinity.

It follows from the above that the time to initiation andthe subsequent rate of corrosion will depend to a largeextent on the environment to which a concrete surface isexposed. For a given quality and thickness of cover, hothumid seaside environments lead to more rapidcorrosion rates than cooler, dry inland environments.Thus for a given durability level, exposure to the formerenvironment will require thicker covers and better qualityconcrete than exposure to the latter environment.

Chloride ions can be introduced into the concrete byway of admixtures, contaminated aggregates, saltdepositions on reinforcement and formwork, or they canpermeate into the hardened concrete during acidetching or from salt spray deposited on the membersurface. Limitations therefore, are placed on the quantityof chlorides which can be introduced into the freshconcrete from any source (Article 6.3.7).

The procedure given in the Code for durability design is,firstly, to classify the severity of the environment towhich the concrete surfaces are exposed. For that exposure classification, a minimum concrete quality is specified by strength and where reinforcement is to beprotected, a minimum cover is then required. Wherecorrosion of the reinforcement, once initiated, is likely tobe fast, then higher levels of protection are required.More severe environments require increasingly betterprotection and this is reflected by the requirement forbetter quality concrete and larger covers.

Because strength can be easily specified and measured,f’c has been adopted as the principal quality, criterion.However it should be remembered that f’c is at best onlyan indirect measure of concrete quality from a durabilityviewpoint, (HO et al 1988), in reality reflecting the qualityof concrete after 28-days curing in a fog room. Thisamount of curing is seldom achieved on the site.Research (HO et al, 1987) has shown the importance ofearly, continuous curing and this is the basis for thecuring requirements for concrete in the various exposureclassifications (Articles 6.3.4. and 6.3.5). The findingsalso stressed that, after initial curing, furtherimprovement in concrete properties due to exposure tothe weather is doubtful, being highly dependant on theorientation of the member and local climatic conditions.

konsentrasi ion yang reaktif seperti klorid; suatu prosesyang relatif cepat dan acak).

Pada tahap lanjutan, tulangan akan berkarat pada lajuyang tergantung pada tersedianya oksigen dan cairan,temperatur beton, adanya ion yang reaktif dan alkalinitiresidu.

Berdasarkan keterangan diatas, waktu awal dan lajukorosi yang mengikutinya akan sangat bergantung padaIingkungan dimana permukaan beton ditampakkan.Untuk suatu mutu dan ketebalan selimut, lingkunganpantai yang lembab dan panas menimbulkan laju korosiIebih cepat dari lingkungan daratan yang kering dan lebih dingin. Dengan demikian untuk suatu tingkatkeawetan, lingkungan yang terdahulu akanmembutuhkan selimut beton yang Iebih tebal dan mutubeton yang lebih baik dari lingkungan yang terakhir.

Ion klorid dapat masuk kedalam beton melalui bahantambahan, agregat yang terkontaminasi, penumpukangaram pada tulangan dan acuan, atau merembeskedalam beton keras ketika pengaliran asam atau dariuap garam yang tertumpuk pada permukaan elemen.Karena itu pembatasan ditujukan pada jumlah kloridyang dapat masuk kedalam beton muda dari sumberapapun (Artikel 6.3.7).

Prosedur yang diberikan dalam Peraturan untukperencanaan keawetan adalah pertama, mengklasifikasikan tingkat korotif fingkungan dimana betonditampakkan. Untuk klasifikasi tampak ini, mutu betonminimum dispesifikasikan oleh kekuatan dan bilatulangan harus dilindungi, selimut beton minimumdiperlukan. Bilaman sekali korosi tulangan terjadi dandiperkirakan akan berlangsung cepat, perlindungandengan tingkat yang lebih tinggi diperlukan. Lingkunganyang Iebih korosif memerlukan tambahan proteksi yanglebih baik dan ini dituniukkan dengan syarat mutu betonyang Iebih tinggi dan selimut beton yang lebih tebal.

Karena kekuatan dapat dengan mudah dispesifikasikandan diukur, f’c diambil sebagai kriteria dasar dari mutu. Akan tetapi harus diingat bahwa f’c. hanya sebagaiukuran tak langsung mutu beton dari sudut keawetan,(HO et al 1988), pada kenyataannya menggambarkanmutu beton 28 hari yang dirawat dalam ruangan asap.Lama perawatan ini jarang dicapai dilapangan.Penelitian (HO et al 1987) sudah menunjukkanpentingnya perawatan yang dimulai lebih awal danberkelanjutan dan ini menjadi dasar dari syaratperawatan beton dalam klasifikasi berbagaipenampakkan (Artikel 6.3.4 dan 6.3.5). Penemuan jugamenekankan bahwa setelah perawatan awal,peningkatan lebih lanjut pada sifat beton untukditampakkan pada cuaca meragukan, sangat tergantung dari orientasi elemen dan kondisi iklim setempat.

K6 - 10

For more severe classifications, minimum cementcontent is also to be specified.

Appropriate covers for the given exposure classification,depending on the chosen concrete quality, are specifiedin Article 6.3.8.

K6.3.2.2 Additional Requirements

Requirements for abrasion resistance are additional tothe general requirements of Article 6.3.2.1. For example,a bridge deck would have to satisfy the requirements forabrasion resistance in addition to the requirements givenin Articles 6.3.3 to 6.3.5.

K6.3.3 EXPOSURE CLASSIFICATION

K6.3.3.1 General

An important part of these provisions is the system of exposure classification. This classification focuses on conditions leading to corrosion of reinforcement.However, guidance is also given regarding the severityof attack on the concrete itself.

The classification of environmental conditions may besummarized as follows:

i. Exposure Classification A - relatively benignenvironments, such as in the interior of most structures, or in inland country locations, remote from the coast, where the provisions of adequatecover will give satisfactory performance.

ii. Exposure Classification B 1 and B2 -moderatelyaggressive environments, such as locationsclose to the coast, for which protection can besatisfactorily provided by a combination of appropriate concrete quality and associatedcover.

iii. Exposure Classification C - the most aggressiveenvironments for which guidance is given onconcrete quality and cover.

iv. Exposure Classification U - these are environments for which the Code gives noguidance. They may be more or less severe thanexposure classification C. In this case DesignEngineer has to quantify the severity of theexposure and choose methods of protectionrelevant to that exposure.

A conflict exists between the effect of climate on the rateof carbonation (and therefore, the time to initiation ofcorrosion) and its effect on the rate of corrosion onceinitiated. For the purpose of the code the rate ofcorrosion of the steel (ie the propagation phase) hasbeen taken as the dominant

Untuk klasifikasi yang lebih jelek, kadar semen minimumjuga dispesifikasikan.

Selimut beton yang sesuai untuk suatu klasifikasipenampakkan yang tergantung pada mutu beton yangditentukan, dispesifikasikan pada Artikel 6.3.8.

K6.3.2.2 Syarat-syarat Tambahan

Syarat-syarat untuk ketahanan terhadap kikisanmerupakan tambahan untuk syarat-syarat umum padaArtikel 6.3.2.1. Sebagai contoh, lantai jembatan akanmemenuhi syarat-syarat tahan kikisan bila dipenuhisyarat-syarat yang diberikan pada Artikel 6.3.3 sampai6.3.5.

K6.3.3 KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG

K6.3.3.1 Umum

Suatu bagian yang penting dari kelengkapan ini adalahsistem klasifikasi tak terlindung. Klasifikasi ini menitik-beratkan pada kondisi yang mengarah pada korositulangan. Akan tetapi, arahan juga diberikan pada yangberhubungan dengan tingkat pengaruh serangan padabeton itu sendiri.

Klasifikasi kondisi lingkungan dasar disimpulkan sebagaiberikut

i. Klasifikasi Tak Terlindung A - lingkungan yangrelatif bersih, seperti pada bagian dalam strukturumumnya, atau pada daerah pegunungan, jauhdari pantai, dimana pemberian selimut betonyang cukup akan memberikan kondisi yangmemuaskan.

ii. Klasifikasi Tak Terlindung 131 dan B2 - lingkungan yang cukup agresif, sepertitempattempat yang dekat pantai, untuk yangmana perlindungan dapat diberikan dengansuatu kombinasi mutu beton dan tebal selimutbeton yang memadai.

iii. Klasifikasi Tak Terlindung C - lingkungan yangsangat agresif dimana arahan diberikan untukmutu beton dan selimut beton.

iv. Klasifikasi Tak Terlindung U - lingkungan dimanaPeraturan ini tidak memberikan arahan.Lingkungan ini dapat lebih atau kurangberbahaya dari klasifikasi C. Dalam hal iniperencana harus mengukur tingkat ancaman daripenampakkan dan memilih metode perlindunganyang sesuai.

Pertentangan terjadi antara pengaruh iklim pada laju karbonasi (karena itu, waktu dari awal korosi) danpengaruhnya pada laju korosi sekali terjadi. Untuktujuan peraturan in laju korosi baja (tahap lanjut) diambilsebagai faktor yang dominan dengan alasan sebagaiberikut :

K6 - 11

factor, for the following reasons:

a. In severe climates of high humidity or tropicalconditions, although subsequent curing byweather may be better and carbonation might beslower, the presence of moisture and probablechlorides means that corrosion, once initiated,could proceed at a rapid rate.

b. For a dry climate, although the rate ofcarbonation might be high, the propagation of the corrosion, once initiated, proceeds at a negligiblerate.

In practical terms, the climatic conditions are lesssignificant than proximity to the coast. The closer to thesea, the more severe the exposure tends to be, withwind-driven spray imposing a heavy load of chlorides onexposed concrete. In some circumstances the limit ofone kilometre for B2 exposure classification should beincreased and this is discussed in Note 5 to Table 6.2.The protected conditions inside a reef do not seem tolead to as severe conditions as experienced in areasadjacent to exposed seas, but the one kilometre limit stillwould be prudent in such cases.

Exposure classification B2 should also apply to lowbridges over small tidal estuaries where the reach issufficient under the effect of prevailing winds to give riseto "white caps", however small, and hence to local winddriven salt spray.

Structures actually built in the water are covered inTable 6.2. Structures occasionally subject to directcontact by the sea should be assessed by the DesignEngineer as to the appropriate classification of B2 or C.

The emission of certain pollutants by industry is knownto increase the risk of degradation of the concrete orcorrosion of reinforcement. Industrial plants burning fuelcontaining sulphide, or emitting acidic gases, may beconsidered as severe risks and subject to the "industrial"classification. The limit of 3 km given in the Coderepresents a reasonable estimate, but engineeringjudgement should be used, depending on the scale ofthe industrial pollutants and the prevailing winddirections.

Contact with liquids is a difficult area in which to providefirm classifications. Fresh water can cause significantleaching of the partly-soluble concrete components ascan repeated exposure to condensation. Running waterand frequent wet-anddry cycles in water-retainingstructures can also cause physical and chemicaldegradation. These problems become additive to thoseassociated with

a. Pada iklim yang berbahaya dari kondisi kelembaban tinggi atau tropis, meskipunperawatan yang berlanjut oleh cuaca dapat lebihbaik dan karbonasi dapat lebih lambat, hadirnyacairan dan kemungkinan klorid berarti bahwasekali korosi terjadi dapat berkembang pada lajuyang cepat.

b. Pada iklim kering, meskipun laju karbonasimungkin tinggi, pembentukan korosi, sekaliterjadi, berkembang pada laju yang dapatdiabaikan.

Pada kenyataan, kondisi iklim kurang berarti dibandingdengan jarak ke pantai. Lebih dekat ke pantai,penampakkan cenderung Iebih berbahaya, karena uapyang dibawa angin menumpukkan klorid dengan kadaryang tinggi pada beton yang ditampakkan. Dalambeberapa hal batasan satu kilometer klasifikasi takterlindung B seharusnya ditambah dan ini dibahasdalam Catatan 5 Tabel 6.2. Kondisi yang terlindung darisuatu penangkis gelombang kelihatannya tidakmenimbulkan kondisi yang berbahaya seperti yangdialami pada daerah yang berdekatan dengan lautterbuka. Tapi batasan satu kilometer tetap perludipertimbangkan pada hal seperti ini.

Klasifikasi tak terlindung B2 seharusnya juga berlakupada jembatan rendah yang melintas daerah muaradengan pasang yang kecil, dimana area terusanmencukupi terhadap pengaruh angin yang paling seringterjadi untuk menaikan gelombang, akan tetapi kecil,sehingga menumpukkan uap garam yang ditiupkanangin.

Struktur yang dibangun untuk selalu didalam air dicakuppada Tabel 6.2. Struktur yang ditujukan secara berkalakontak Iangsung dengan laut seharusnyadipertimbangkan oleh perencana sebagai klasifikasiyang sesuai antara B2 dan C.

Pelepasan bahan polosi tertentu oleh pabrik diketahuimenambah resiko penurunan mutu beton atau korositulangan. Pabrik yang menggunakan bahan bakar yangmengandung sulfid, atau melepaskan gas asam, dapatdipertimbangkan sebagai resiko yang berbahaya dandimasukkan kedalam klasifikasi industri. Batasan 3kilometer yang diberikan oleh peraturan mewakiliperkiraan yang beralasan, tapi penilaian secara teknikseharusnya digunakan, tergantung pada skala polusiindustri dan arah angin yang dominan.

Kontak dengan cairan adalah suatu bidang yang sulitdalam menetapkan klasifikasi yang tegas. Air tawarsecara berarti dapat menyebabkan pencuciankomponen beton yang sebagian dapat mencair sepertijuga dapat menimbulkan kondensasi pada bahagiantampakan berulang. Air mengalir dan pergantian keringdan basah yang berulang pada struktur penahan airdapat juga menimbulkan

K6 - 12

reinforcement corrosion. The Code proposes a range ofclassifications, based primarily on experience, whichdepend on the type of structure.

Exposure to tidal and splashing salt water is classifiedas C. The more moderate exposure of beingpermanently submerged in seawater is classified as B2.Despite the high content of sulphates and chlorides inseawater, an extra level of protection is provided by theformation of an impermeable surface layer ofcarbonates, and the lack of dissolved oxygen,particularly at depth.

The Code focuses on groundwater containing sulphates,or sulphides that may oxidize to sulphate, which can attack concrete in a rapid and destructive manner.Groundwater containing high levels of chlorides ororganic matter can also be destructive. Higher qualityconcrete can provide some protection, but forgroundwater containing more than one gram per litre ofsulphates, special cements and other protectivemethods are needed. Sulphate attack is unlikely to be aproblem in clay soils because of their low permeability.

The protection offered by an impermeable membraneunder a slab on the surface of the ground shouldprovide an environment equivalent in classification A.

For practical reasons only one grade of concrete will beused in any member, therefore the quality is determinedby the most severe exposure classification for any of the surfaces.

Care should be exercised when assessing the ability ofa surface coating to protect the surface and to continueto do so during the life of the structure. Originally, it washoped that a definition of impermeability could beproduced to aid in this. However, it proved too difficult tofirstly define an appropriate test method, and secondlyto determine suitable limiting values.

The choice of a suitable coating is outside the scope ofthe Code, but the Design Engineer should be warnedthat an inadequate, poorly maintained coating may leadto more rapid degradation than no coating. Refer to HOet al (1982).

K6.3.3.2 Concession for Exterior of a SingleSurface

This clause prevents the uneconomic use of a highergrade of concrete in large members when the durabilityrisk is restricted to one surface.

penurunan secara fisik dan kimia. Masalah ini menjaditambahan terhadap masalah yang berhubungan dengankorosi tulangan. Peraturan ini mengusulkan suatutingkatan dari klasifikasi, didasarkan terutama padapengalaman, yang tergantung dari tipe dari struktur.

Penampakkan terhadap pasang dan semburan airgaram diklasifikasikan sebagai C. Penampakkan yanglebih lunak dimana cara tetap terendam dalam air laut,diklasifikasikan B2. Dikarenakan kadar yang tinggi darisulfat dan khlorid dalam air laut, suatu tingkatperlindungan ekstra diberikan dengan pembentukansuatu lapisan permukaan karbonat yang kedap, dankurangnya oksigen terlarut, terutama dibagian yangdalam.

Peraturan ini menitik-beratkan pada air tanah yangmengandung sulfat, atau sulfid yang dapat beroksidasike sulfat, dimana dapat menyerang beton dalam bentukyang cepat dan merusak. Air tanah mengandung bahankhlorid dan organik berkadar tinggi dapat juga merusak.Beton bermutu tinggi dapat memberikan beberapaperlindungan, tapi untuk air tanah yang mengandungsulfat lebih dari satu gram per liter, semen khusus danmetode perlindungan lainnya diperlukan. Serangansulfat kelihatannya bukan suatu masalah pada tanah liatkarena peresapannya yang rendah.

Perlindungan yang ditawarkan suatu selaput yangkedap dibawah pelat pada permukaan tanah seharusnya memberikan kesetaraan lingkungan denganklasifikasi A.

Untuk alasan praktis hanya satu mutu beton yang akandigunakan pada setiap elemen, karena itu mutuditetapkan oleh klasifikasi tak terlindung yang palingberbahaya untuk setiap permukaan.

Perhatian harus diberikan ketika menetapkankemampuan penutup permukaan untuk melindungipermukaan dan hal ini harus dilanjutkan selama umurstruktur. Pada dasarnya diharapkan bahwa suatubatasan kekedapan dapat dihasilkan untuk membantuhal ini. Akan tetapi, terbukti sulit, pertama, dalammembatasi metode pengujian yang sesuai dan, kedua,dalam menetapkan nilai batas yang sesuai.

Pemilihan penutup yang tepat tidak termasuk dalamperaturan ini, tapai perencana seharusnya diingatkanbahwa penutup yang tak terpelihara dengan baik dapatmenimbulkan penurunan yang lebih cepat dari tanpapenutup (HO et al 1982).

K6.3.3.2 Kelonggaran untuk permukaantunggal dibagian luar

Sub-bagian ini menghindari penggunaan yang takekonomis dari mutu beton yang lebih tinggi bila resikokeawetan terbatas pada satu sisi.

K6 - 13

K6.3.4 REQUIREMENTS FOR CONCRETEFOR EXPOSURE CLASSIFICATIONSA, 81, B2 AND C

Durability can be significantly affected by selection ofcement type and curing, refer to Guirguis (1989). For themost severe exposure conditions consideration shouldbe given to the use of cements containing slag and silicafume.

Concrete containing slag, silica fume or fly ash mayrequire longer curing periods than the minimumspecified period of 7 days.

K6.3.5 REQUIREMENTS FOR CONCRETEFOR EXPOSURE CLASSIFICATIONU

Exposure classification U will include a range ofexposures from more severe than C, down to those asbenign as A. In many cases classifications ranging fromA to C may be selected, based on the principles ofArticle 6.3.3. Guidance on appropriate measures fromsome severe exposures is given in the followingreferences. HO (1987) should also be consulted forfurther information.

Durability in General: ACI 201, 2R-77 (1985)

Liquid-retaining Structures: BS 8007 (1987)

Salt Water (Marine Exposure): FIP (1985)

Sulphates: BS 8110, (1985)

Acids, Sulphuric Acid, Carbonic Acid and Soft Water:Guirguis (1980)

For Guidance on Coatings: ACI515R-66 (1985)

K6.3.6 ADDITIONAL REQUIREMENTS FORABRASION

The abrasion of industrial floors and bridge decks is a common cause of serviceability failure. This Article setsout minimum requirements for the concrete in similarsituations. Compressive strength was selected as themost important, readilyspecified parameter butconsideration should also be given to methods ofconstruction and type of curing (Kettle et al 1987), sinceabrasion resistance is strongly influenced by curing andsurface finish.

The Article specifies additional requirements for abrasion exposure, ie the concrete must also satisfy therequirements for other exposure criteria.

K6.3.4 SYARAT-SYARAT BETON UNTUKKLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNGA, B1, 82 DAN C

Keawetan secara berarti dapat dipengaruhi olehpemilihan tipe semen dan perawatan (Guirguis 1988).Untuk kondisi tak terlindung sangat berat pertimbanganseharusnya diberikan terhadap penggunaan semenmengandung slag dan silica fume.

Beton yang mengandung slag, silica fume atau abuterbang dapat memerlukan perawatan yang lebih lamadari waktu 7 hari yang dispesifikasikan.

K6.3.5 SYARAT-SYARAT BETON UNTUKKLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG U

Klasifikasi tak terlindung U meliputi tingkatan takterlindung dari yang lebih berbahaya dari C sampaiklasifikasi sebersih A. Dalam banyak hal klasifikasi yangberkisar dari A ke C dapat dipilih didasarkan padaprinsip artikel 6.3.3. Penuntun untuk ukuran yang sesuaidari beberapa penampakkan yang berbahaya diberikandalam rujukan berikut. HO (1987) seharusnyadigunakan untuk informasi lebih lanjut.

Durability in General : ACI 201, 2R-77 (1985)

Liquid-Retaining Structure : BS 8007 (1987)

Salt Water (Marine Exposure) : FIP (1985)

Sulphates: BS 8110, (1985)

Acids, Sulphuric Acid, Carbonic acid and Soft Water : Guirguis (1980)

For Guidance on Coatings : ACI, 515R-66 (1985)

K6.3.6 SYARAT SYARAT TAMBAHANUNTUK KEAUSAN

Keausan lantai pabrik dan lantai jembatan merupakansebab yang umum pada kegagalan tingkat layanan.Artikel ini meliputi kebutuhan minimum beton untuksituasi yang serupa. Kekuatan tekan dipilih sebagaiparameter yang paling penting dan dispesifikasikansecara langsung tapi pertimbangan juga harus diberikanpada metode pelaksanaan dan tipe perawatan (Kettle etal 1987), karena ketahanan keausan sangat dipengaruhi oleh perawatan dan pekerjaan akhir permukaan.

Artikel ini mengspefisikasikan syarat tambahan untukpermukaan aus, selain beton juga harus memenuhisyarat-syarat untuk kriteria tak terlindung lainnya.

K6 - 14

K6.3.7 RESTRICTIONS ON CHEMICALCONTENT IN CONCRETE

K6.3.7.1 Restriction on Chloride-ion Contentfor Corrosion Protection

The protection of reinforcement by the provision of anadequate cover of dense concrete relies primarily on theprotection afforded by the alkalinity of the concrete. Thisprotection will prevent the initiation of corrosion untilcarbonation has advanced close to the steel surface,which usually takes decades. However, if chloride-ionsare present, corrosion can be initiated even in analkaline environment. Moreover, chloride-ions acceleratethe corrosion process so their presence should beminimized.

When considering the effect of chlorides on corrosion itis necessary to distinguish between free chloridepresent in the pore water and chloride bound by thecement in the matrix. The bound chlorides do not takepart directly in corrosion, whereas the free chlorides mayrupture the passive protective film on the surface of thebars. Free chloride-ions increase the electricalconductivity of the pore water and the rate of dissolutionof metallic-ions. Nevertheless, as the proportion of freeto bound chlorides is subject to change, and boundchlorides may go into solution, it is considered desirableto place limits on the total chloride content rather thanjust the free chloride content. For this reason limits wereplaced on the acid soluble chlorides, as determined bythe standard test, which are closely related to totalchlorides.

Limits on chloride-ion content are quoted as mass percubic metre of concrete which is consistent with the testmethod. To simplify the application of concretecontaining material requiring protection, the one level of0.8 kg/m3 is given for reinforced and prestressedconcrete. This is greater than the value that and Ip(1987) have suggested is the chloridethreshold inconcrete. However, a lower value in the Code wouldprevent the use of some materials which have beenshown in practice to give rise to durability problems.

Attention is drawn to the fact that values are specified interms of acid-soluble chloride content whereas ACI 318specifies water-soluble chlorideion contents.

Admixtures used in normal-class concrete for exposureclassifications B1, B2 and C will generally ensure thatspecial class concrete required for these exposures willnot need to further limit chloride-ion content.

K6.3.7 PEMBATASAN KADAR KIMIADALAM BETON

K6.3.7.1 Pembatasan Kadar Ion-chlor untukPerlindungan Korosi

Perlindungan tulangan dengan penutup beton padatyang cukup terutama mengandalkan pada perlindunganyang ditawarkan oleh alkaliniti beton. Perlindungan iniakan menghalangi korosi awal hingga karbonasimencapai permukaan baja, dimana biasanyamemerlukan waktu yang lama. Akan tetapi adanya ionkhlor, korosi dapat diawali meskipun pada lingkunganber-alkali. Apalagi ion khlor mempercepat proses korosisehingga keberadaannya harus dibatasi.

Dalam mempertimbangkan pengaruh khlorid padakorosi perlu dibedakan antara khlorid bebas yang ada diair dan khlorid yang terikat oleh semen dalam matrik.Khlorid terikat tidak mengambil bagian secara langsungdalam korosi, sedangkan khlorid bebas dapatmenghancurkan lapisan pelindung pasif pada permukaan tulangan. Ion khlorid bebas menambahkonduksi listrik air pori dan laju penglarutan ion metal.Bagaimanapun, karena perbandingan khlorid bebas dan terikat dapat berubah dan khlorid terikat daripada hanyakhlorid bebas. Dengan alasan ini batasan diberikanpada asam khlorid yang dapat terlarut, seperti yangditetapkan oleh pengujian standar, dimana sangatberhubungan dengan khlorid keseluruhan.

Batasan pada kadar ion khlorid ditulis sebagai masa permeter kubik beton dimana konsisten dengan metode pengujian. Untuk memudahkan pemakaian beton yangmengandung material yang memerlukan perlindungan,satu tingkat 0.8 kg/m3 diberikan untuk beton pratekandan beton bertulang. Ini lebih besar dari nilai bataskhlorid yang diusulkan lp (1987). Akan tetapi, suatu nilaiyang lebih rendah pada peraturan ini akan menghalangipenggunaan beberapa material yang sudah terbuktidalam praktek menambah problem keawetan.

Perhatian diberikan pada kenyataan bahwa nilai diatasdispesifikasikan dalam kadar asam khlorid yang dapatlarut sedangkan ACI 318 mengspesifikasikan kadar ionkhlorid yang dapat larut dalam air.

Bahan tambahan yang digunakan dalam beton normaluntuk klasifikasi tak terlindung B1, B2, dan C secaraumum akan menjamin bahwa beton dengan klas khususyang diperlukan untuk spesifikasi tak terlindung diatastak akan memerlukan batasan ion khlorid lebih lanjut.

K6 - 15

K6.3.7.2 Restriction on Sulphate Content

An upper limit of 5% of sulphur trioxide (S03) by mass ofcement has been set to minimize the expansiveinfluence of sulphate on the concrete. This includes the sulphate in the cement as well as aggregates and water.Great care should be taken when rock waste frommining is used as an aggregate. Many mineral oresinclude sulphides that oxidize to sulphates.

K6.3.7.3 Restriction on Other Salts

The Design Engineer should note that some admixturesused in place of chloride accelerators may also causeproblems. For example, concern has been expressedabout the possible deleterious effects of nitrates used forthis purpose.

K6.3.8 REQUIREMENTS FOR COVER TOREINFORCING STEEL ANDTENDONS

K6.3.8.1 General

The provision of an adequate cover to steel embeddedin concrete fulfils various functions and this is reflectedin this Article. The exposed ends may be sealed againstcorrosion by application of epoxy resin.

K6.3.8.2 Concrete Cover for ConcretePlacement

The cover specified in accordance with the provision ofthis Sub-section should be such that it is possible toplace and adequately compact the concrete. Attention isdrawn to the fact that larger covers than those given inthe Code may need to be specified for other reasons, egachievement of required surface finish, the use ofbundled bars, the congestion due to a number ofreinforcement layers, or the configuration of narrowwebs and large prestressing ducts.

K6.3.8.3 Cover for Corrosion Protection

K6.3.8.3.1 General

The protection of the reinforcement is provided by acombination of concrete quality and thickness of

K6.3.7.2 Pembatasan Kadar Sulfat

Suatu batas atas 5% dari sulfur trioksida (SO3) terhadapmasa semen ditetapkan untuk meminumkan pengaruhpengembangan dari sulfat pada beton. Ini meliputi sulfatdalam semen maupun agregat dan air. Perhatian yangbesar seharusnya diambil bila sisa batu dari tambangdigunakan sebagai agregat. Banyak inti mineraltermasuk sulfid yang beroksidasi menjadi sulfat.

K6.3.7.3 Pembatasan Garam-garam Lain

Perencana seharusnya memperhatikan bahwabeberapa bahan tambahan yang digunakan sebagaipengganti akselerator yang mengandung khlorid dapatjuga menimbulkan masalah. Sebagai contoh,kekhawatiran sudah diungkapkan tentang pengaruhkemungkinan perusakan oleh nitrat yang digunakanuntuk maksud ini.

K6.3.8 SYARAT-SYARAT SELIMUT BETONUNTUK BAJA TULANGAN DANTENDON

K6.3.8.1 Umum

Pemberian selimut yang cukup untuk baja dalam betonmemenuhi ftmgsi yang bervariasi dan ini digambarkandalam artikel ini. Ujung yang ditampakkan dapat ditutupterhadap korosi dengan penggunaan epoxy resin.

K6.3.8.2 Selimut beton untuk keperluanpengecoran beton

Selimut yang dispesifikasikan sesuai dengankelengkapan sub-bagian ini seharusnya sedemikiansehingga memungkinkan untuk meletakkan dan cukupuntuk memadatkan beton. Perhatian diberikan padakenyataan bahwa selimut yang lebih tebal dari yangdiberikan oleh peraturan ini perlu dispesifikasikan untukalasan lain, seperti pencapaian pekerjaan akhirpermukaan yang diperlukan, penggunaan tulangan yangdiikat, terlalu rapat karena lapisan tulangan, ataupembentukan jaringan yang sempit dan selubunga pra-tegangan yang besar.

K6.3.8.3 Selimut untuk perlindungan terhadapkarat

K6.3.8.3.1 Umum

Perlindungan tulangan terhadap karat diberikan dengangabungan mutu beton dan ketebalan selimut

K6 - 16

cover. The Article provides nominal values of cover for four situations:

i. Members constructed in standard formwork andsubject to standard compaction techniques, eg internal vibrators sub-clause 6.3.8.3.2).

ii. Members cast against the ground and subject to standard compaction techniques (sub-clause6.3.8.3.3).

iii. Members cast in rigid formwork and subject to intense compaction, eg bridge beams, someprecast elements (sub-clause 6.3.8.3.4).

iv. Structural members manufactured by spinningand rolling (sub-clause 6.3.8.3.5).

In the first three cases the covers quoted assume the placing tolerances specified in sub-clause 6.3.8.3.1. If it is doubted that these can be complied with on theproject, then larger covers should be specified toaccount for the increased tolerance. In the fourth caseno negative tolerance is specified and if this cannot becomplied with, increased covers should again beinvoked.

K6.3.8.3.2 Standard Formwork and Compaction

In general, covers increase as the severity of theexposure increases. Provision has been made to permitreduced covers in situations where concrete gradeshigher than the minimum specified for the exposureclassifications are used. The table uses the approachdeveloped by Giurguis (1980).

K6.3.8.3.3 Cast Against Ground

The increase in cover caters for the irregularity of suchsurfaces. A lower value is used where a damp-proofmembrane is provided because of the protectionprovided by this to the concrete.

K6.3.8.3.4 Rigid Formwork and Intense Compaction

The reduced cover permitted applies to members suchas precast bridge beams and to some precastconstruction. The format follows the same approach asgiven in sub-clause 6.3.8.3.2. Lower values reflect thebetter concrete quality (better compaction) and betterconstruction tolerances on member dimensions and reinforcement positioning usually achieved in thesecircumstances. For some concretes, it is possible to achieve intense

beton. Artikel ini memberikan nilai nominal untuk empatsituasi

i. Elemen yang dibuat dengan acuan standar danditujukan untuk teknik pemadatan standar,seperti penggetar internal (sub-bagian 6.3.8.3.2).

ii. Elemen yang dicetak oleh tanah dan ditujukanuntuk pemadatan standar (sub-bagian 6.3.8.3.3).

iii. Elemen yang dicetak dengan acuan yang kakuditujukan untuk pemadatan intensif, seperti balokjembatan, beberapa elemen pracetak (sub-bagian 6.3.8.3.4).

iv. Elemen struktur yang dibuat dengan pemutarandan penggilingan (Sub-bagian 6.3.8.3.5).

Dalam tiga hal pertama selimut yang ditulismenganggap toleransi penempatan yangdispesifikasikan dalam sub-bagian 6.3.8.3.1. Biladiragukan dapat dipenuhi dalam pelaksanaan, selimutyang lebih tebal seharusnya dispesifikasikan untukmemperhitungkan toleransi tambahan. Dalam hal keempat tidak ada toleransi negatif dispesifikasikan danjika tidak dapat dipenuhi, selimut tambahan seharusnyajuga dipertimbangkan.

K6.3.8.3.2 Standard Acuan dan Pemadatan

Secara umum. selimut bertambah bila tingkat bahayadari penampakkan bertambah. Kelengkapan sudahdibuat untuk mengizinkan selimut dikurangi dalamsituasi dimana mutu beton Iebih tinggi dari spesifikasiminimum untuk klasifikasi tak terlindung yangdigunakan. Tabel menggunakan pendekatan yangdikembangkan oleh Giurguis (1980).

K6.3.8.3.3 Dicor dalam tanah

Ketidak-rataan permukaan harus dikoreksi denganpenambahan selimut. Suatu nilai yang lebih rendahdigunakan bilamana selaput tahan basah diberikankarena perlindungan terhadap beton yang diberikanmaterial ini.

K6.3.8.3.4 Acuan Kaku dan Pemadatan Intensif

Selimut yang dikurangi diizinkan berlaku untuk elemenseperti balok jembatan pra-cetak dan beberapapelaksanaan pra-cetak. Formasinya mengikutipendekatan yang sama seperti yang diberikan dalamsub-bagian 6.3.8.3.2. Nilai yang lebih kecilmenggambarkan mutu beton yang lebih baik(pemadatan lebih baik), dan toleransi pelaksanaan yanglebih baik pada dimensi elemen dan penempatantulangan biasanya dicapai dalam

K6 - 17

compaction by means other than intense vibration.

K6.3.8.3.5 Structural Members Manufactured bySpinning and Rolling

Cover requirements are given for structural applicationsof spun or rolled concrete members. This sub-clausewould apply to pipes used as permanent formwork orpiles made by spinning process. A significant reductionis given to take into account the low water cement ratiosand uniformly high densities. Table 6.8 contains theminimum required (not nominal) values of cover, onaccount of small tolerances applicable in manufacture ofsuch products.

hal ini. Untuk beberapa beton, memungkinkan untukmencapai pemadatan intensif dengan cara sela inpengetaran intensif.

K6.3.8.3.5 Bagian Komponen Struktural yangDihasilkan dengan Cara Digiling danDiputar

Syarat-syarat selimut diberikan untuk pemakaian secarastruktur dari elemen yang diputar dan digiling. Sub-bagian ini berlaku untuk pipa yang digunakan untukacuan permanen atau tiang yang dibuat dengan prosesputaran. Pengurangan yang berarti diberikan untukpengurangan faktor air semen dan berat isi yang tinggidan seragam. Tabel 6.8 mengandung nilai selimutminimum yang dibutuhkan dalam mempertimbangkantoleransi kecil yang dapat digunakan dalammemproduksi.

K6 - 18

K6.4 DESIGN PROPERTIES OFMATERIALS

Throughout Sub-section 6.4 provision is made for theparticular design property to be either taken as theprescribed value, or be determined by testing the material. For bridge work test results are alwayspreferable and should be obtained for similar localmaterials or, where it is considered particularly importantfor the design, tested specially for that project.

Prescribed values may be considered as average values(or median values if these are higher) taken over thewhole of Indonesia. It should be recognised that therecan be a wide variation from place to place and overtime for many of these properties. For example, for concrete this can be caused by the cement because of variations in properties and changes in technology,variations in properties of different aggregates, andchanges in the technology of manufacturing concrete.Current data should therefore always be sought for allmaterial properties.

K6.4.1 PROPERTIES OF CONCRETE

K6.4.1.1 Strength

K6.4.1.1.1 Characteristic Compressive Strength

The design value of compressive strength mayfrequently be controlled by considerations of serviceability and durability rather than by the strengthrequired for the design.

The characteristic compressive strength must beindicated on the drawings.

Lower bound values for the two tensile strengths ofconcrete, ie flexural and indirect, are the specified tworelationships. These should not be used to derive arelationship between the two tensile strengths.

Deformation under Sustained Load - For sustained load situations the "effective modulus" method is given.Calculation of long term effects by this method shouldnot be confused with the 'aging' effect on the modulusdescribed above. Situations of permanently sustainedlevels of stress eg dead load deflections for amonolithically cast un cracked beam, are "pure creep"where the "effective modulus" method is mathematicallycorrect ie the extra deflection which gradually occursover time is correctly calculated by the 'effectivemodulus'

K6.4 SIFAT SIFAT BAHAN UNTUKPERENCANAAN

Pada seluruh sub-bagian 6.4 kelengkapan dibuat untuksifat perencanaan khusus untuk diambil sebagai nilaiyang disarankan atau diperoleh melalui pengujianmaterial. Untuk pekerjaan jembatan hasil pengujianselalu dapat dipilih, dan seharusnya diperoleh untukmaterial lokal yang bersamaan atau bilamanadipertimbangkan penting untuk perencanaan suatuproyek tertentu, diuji secara khusus untuk proyek itu.

Nilai yang disarankan dapat dipertimbangkan sebagaiharga rata-rata (atau harga median bila nilainya lebihtinggi) yang diambil dari seluruh Indonesia. Harus diakuibahwa sifat ini dapat mempunyai variasi yang luas daritempat ketempat dan terhadap waktu. Sebagai contoh,untuk beton variasi ini bisa disebabkan oleh semenkarena sifatnya yang beragam dan perubahan teknologi,variasi sifat berbagai agregat, dan perubahan teknologipada produksi beton. Karena itu data terakhir dari sifatseluruh material seharusnya selalu dicari.

K6.4.1 SIFAT SIFAT BETON

K6.4.1.1 Kekuatan

K6.4.1.1.1 Kuat Tekan Karakteristik

Nilai perencanaan kuat tekan dapat diawai secaraberkala dengan pertimbangan tingkat layanan dankeawetan daripada kekuatan yang diperlukan untukperencanaan.

Kuat tekan karakteristik harus ditunjukkan pada gambar.

Nilai batas bawah untuk kekuatan tarik lentur atau taklangsung adalah dua nilai yang dispesifikasikan. Nilai iniseharusnya tidak digunakan untuk menurunkan suatuhubungan antara kedua kekuatan tarik.

Deformasi oleh Beban yang Dipertahankan - Untuksituasi beban yang dipertahankan metode modulusefektif diberikan. Perhitungan pengaruh jangka panjangseharusnya tidak dicampur adukan dengan pengaruhpenuaan modulus yang diterangkan diatas. Situasitingkat tegangan yang dipertahankan secara permanenseperti lendutan pada balok tak retak yang dicor secaramonolit adalah rangkak murni dimana metode modulusefektif tepat secara matematik, lendutan ekstra yangterjadi secara perlahan terhadap waktu dihtiung secaratepat dengan modulus efektif.

K6 - 19

Change in Stress under Sustained Deformation - Situations where a permanently imposed constantdeformation produces an initial level of stress whichreduces over time are "pure relaxation", eg a one offimmediate support settlement. Relaxation reducesstress at a much faster rate than creep strains occur.Relaxation is the inverse of creep being change in stressunder an imposed deformation, as opposed to change indeformation under an imposed stress. A goodapproximation of the final value of stress after areduction due to relaxation is the initial stress divided by(1 + cc ) where cc is the final creep factor (really the"effective modulus" method again), though this assumesthe concrete is mature by the time the stress is imposed.

Other situations are either a series of superimposedrelaxations or creeps occurring at different times, oreven a mixture of creep and relaxation effects at different times, eg interaction of composite concretebeams and slabs. For further reference consult Trost(1967), Wyche (1984), and Wyche (1982). See alsoArticle K6.4.1.2 following.

A significant source of error in predicting strains orstresses using the "effective modulus" is that the creepfactor must be used in conjunction with realistic Evalues. When the "effective modulus" is used, any errorhere will be magnified by the creep factor. Particularlywhen an aggregate which may have inconsistentphysical properties (see Article K6.4.1.8), care must betaken.

K6.4.1.2 Modulus of Elasticity

The empirical formula given was proposed by Pauw(1960), and is said to apply to concrete with densitiesranging from 1700 kg/m3 to 2600 kg/m3.

Note that the formula uses fcm, not fcm, which is acommon error in its application.

Modulus of Rigidity - The modulus of rigidity may betaken as 0.4 Ec.

"Aging" Effect on Modulus of Elasticity - This isrecognized in the Pauw formula by use of the term fcm,which is the mean strength at the age in question whichtherefore gives an instantaneous modulus for a loadapplied at that age of the concrete. In general with mostmodern concrete, Ec which is the 28 day modulus, is agood approximation of the modulus for any age afterabout 14 to 28 days. This is because modern concretematures fairly quickly.

Perubahan Tegangan oleh Deformasi yangDipertahankan - Situasi dimana suatu deformasikonstan yang diberikan secara permanen menghasilkantingkat tegangan awal yang berkurang terhadap waktuadalah rileksasi murni, seperti penuruhan perletakansecara cepat dan sekaligus. Rileksasi mengurangitegangan pada laju yang jauh lebih cepat dari regangan rangkak yang terjadi. Rlleksasi adalah kebalikan darirangkak dimanan perubahan tegangan oleh deformasiyang diberikan, sebagai lawan dari perubahandeformasi oleh tegangan yang diberikan. Pendekatanyang bagus untuk nilai tegangan akhir setelahpengurangan akibat rileksasi adalah tegangan awaldibagi dengan (1 + cc ) dimana cc adalah faktorrangkak akhir (lagi sesungguhnya metode modulus),meskipun dengan anggapan bahwa beton matang saattegangan diberikan.

Situasi lainnya adalah suatu seri dari rileksasi yangdiberikan secara gabungan atau rangkak yang terjadipada waktu yang berbeda, atau bahkan pengaruhgabungan rangkak dan rileksasi pada waktu yangberbeda, seperti interaksi plat dan balok komposit.Untuk rujukan lebih lanjut baca Trost (1967), Wyche(1982, 1984). Lihat juga Artikel K6.4.1.2 berikut.

Sumber kesalahan yang berarti dalam meramalregangan atau tegangan dengan menggunakanmodulus efektif adalah bahwa faktor rangkak harusdigunakan dalam hubungan dengan harga E yangrealistis. Bilamana modulus efektif digunakan, suatukesalahan disini akan diperbesar oleh faktor rangkak.Perhatian harus diberikan terutama bila suatu agregatyang dapat mempunyai sifat-sifat fisik yang tak tetap (lihat Artikel K6.4.1.8).

K6.4.1.2 Modulus Elastisitas

Rumpus empiris yang diberikan diusulkan oleh Pouw(1960), dan dikatakan berlaku untuk beton dengandensiti antara 1700 kg/cm3 dan 2600 kg/cm3.

Perhatikan bahwa rumus menggunakan fcm cm, tidakfcm, yang merupakan kesalahan umum dalampemakaiannya.

Modulus Kekakuan - Modulus kekakuan dapat diambil0.4 Ec.

Faktor Penuaan pada Modulus Elastis - Ini diakuidalam rumus Pouw dengan penggunaan fcm, yangmana adalah tegangan rata-rata pada umurbersangkutan karena itu memberikan modulus sesaatuntuk beban yang diberikan pada umur beton saat itu.Umumnya pada kebanyakan beton mutakhir, Ec padaumur 28 hari adalah pendekatan yang baik untukmodulus elastis pada umur antara 14 hari dan 28 hari.Ini karena beton mutakhir matang relatif lebih cepat.

K6 - 20

K6.4.1.3 Density

The density given refers to concrete alone. For thecalculation of loads, the mass of concrete should includean allowance of 150 to 250 kg/m3 for reinforcing andprestressing steel.

K6.4.1.4 Stress-strain Curves

Equations describing the curvilinear stress-strain curvefor concrete are given in CEB (1973), Wang et al (1978),and Warner and Brettle (1967). If ultimate design iscarried out to clauses 6.6.1.3. and 6.8.6.2., it is effectively assumed that the rectangular stress blockrepresents the stress field at all levels of strain to anupper limit of 0.003 in the extreme compression fibre(see also clauses K6.6.1.3 and K6.8.6.2.). For all serviceability levels of analysis, one may assume a linear relationship between compressive stress and strain, and that tensile stresses may range from zero tofull tensile strength at all levels of strain, depending onthe purpose of the calculation (see Wyche 1984).

K6.4.1.5 Poisson's Ratio

The value 0.2 is widely accepted (CEB-FIP 1978). Alsobased on this value a modulus of rigidity for sheardeformation of 0.4 Ec may be used (see NAASRA 1976).

K6.4.1.6 Coefficient of Thermal Expansion

For bridge works, the value given in the Code is on theconservative side of the general value 10 x 10-6 per degC given in CEB-FIP (1978). However the coefficientvaries over a wide range depending on the aggregatetype, the volume of the cement paste, and the degree ofsaturation of the concrete.

The coefficient of thermal expansion for saturatedconcrete will be about 2 x 10-6 per deg C lower than forpartially dry concrete.

K6.4.1.7 Shrinkage

Basic shrinkage strain cs.b is material property which ishighly dependent on constituents, as will be discussedlater in the Commentary. Eight weeks is the test periodchosen, as it is most commonly used, and it is the periodwhich relates to the curves in the Code. From this parameter there is a number of methods ormathematical models in the literature which can be usedto extrapolate cs.b to the

K6.4.1.3 Kepadatan

Kepadatan yang diberikan merujuk hanya pada beton.Untuk perhitungan beban massa beton seharusnyamemasukkan suatu nilai tambah antara 150 dan 250kg/m3 untuk baja tulangan dan pratekan.

K6.4.1.4 Lengkungan Antara Regangan-tegangan

Persamaan yang menerangkan lengkungan tegangan-regangan untuk beton diberikan dalam CEB (1973),Wang Et, al (1978) and Warner & Brettle (1967). Jikaperencanaan ultimate dilakukan untuk sub-bagian6.6.1.3 dan 6.8.6.2, secara efektif dianggap bahwa bloktegangan empat persegi panjang mewakili bidang tegangan pada segala tingkat regangan sampai padasuatu batas ata 0,003 pada serat tekan paling jauh (lihatjuga sub-bagian K6.6.1.3 dan K6.8.6.2). Untuk analisapada semua tingkat layanan, hubungan antarategangan tekan dan regangan dapat dianggap garislurus dan tegangan tarik dapat berkisar antara nol dan kekuatan tarik penuh pada semua tingkat regangan,tergantung pada tujuan dari perhitungan (lihat Wyche1984).

K6.4.1.5 Poisson Rasio

Nilai 0,2 diterima secara luas (CEB-FIP 1978). Jugadidasarkan pada nilai ini modulus kekakuan untuklendutan geser 0.4 Ec dapat digunakan (see NAASRA1976).

K6.4.1.6 Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu

Untuk pekerjaan jembatan, nilai rata 10 x 10-6 per 11 °C yang diberikan dalam Peraturan ini berada pada sisiyang aman. Nilai ini diambil dari CEB-FIP (1978). Akantetapi koefisien ini sangat bervariasi tergantung padatipe agregat, volume pasta semen, dan derajatkejenuhan beton.

Koefisien muai untuk beton jenuh kira-kira 2 x 10-6 per 1°C lebih rendah dari beton kering sebagian.

K6.4.1.7 Penyusutan

Regangan susut dasar cs.b adalah sifat material yangsangat tergantung pada bahan pembentuknya, sepertiyang akan dibahas pada bagian komentar. Delapanminggu adalah waktu pengujian yang dipilih, karenapaling umum digunakan, dan merupakan waktu yangberhubungan dengan lengkungan pada peraturan ini.Dari parameter ini banyak metode atau modelmatematik dalam literatur yang dapat

K6 - 21

shrinkage of the particular concrete member in theparticular environment being considered. A default valuefor cs.b, of 700 x 10-6 is given, and a defaultmathematical model (CEB-FIP 1970) is built into thecurves given. Other 'acceptable' models will alsodiscussed.

Effect of Aggregate and Other Material Factors onShrinkage - It has been shown by Neville (1970) andothers that shrinkage is highly dependent on thematerials and their proportions in the concrete mix. In particular, a higher water content results in highershrinkage.

Non Material Factors: acceptable MathematicalModels for Extrapolation - The three non-materialfactors which are generally agreed to influenceshrinkage are time, member thickness, and generaldiurnal ambient humidity. (Temperature may well alsoinfluence shrinkage and creep but within the rangenormally expected for bridges, this should not be amajor factor). There are various models which havebeen proposed to take these into account most of whichconfuse the issue by taking into account the aggregatetype. Before using one of these models, one should tryto make some assessment of what improvement inaccuracy might be gained over the Code. Note that avery complex looking model will not necessarily be asaccurate as much simpler one.

Three mathematical models widely quoted in theliterature area the CEB-FIP (1970) model, on which thecurves in the Code are based, the Rush model, which is included in an appendix to CEB-FIP (1978), and the BPmodel (Bazant and Panula 1980). One specific criticismwhich has been made of the CEBFIP (1970) models. If shrinkage is important in very large members, referenceshould be made to the most recent specialist literaturebefore extrapolating from test results. Some longrunning relevant experimental data is available fromL'Hermite (1973).

K6.4.1.8 Creep

This Article should be read in conjunction with clauseK6.4.1.7 on shrinkage, and K6.4.1.2. on modulus ofelasticity. As with shrinkage, the basic creep factor øcc.bis a material property highly dependent on constitutions.For creep, Table 6.9 in the Code gives a range of defaultøcc.b values related to strength, as this is thought to havean even stronger influence than for shrinkage. Again the default predictive model built into the curves given is theCEB-FIP (1970) model.

digunakan untuk meng-ekstrapolasi cs.b untuk susutsusut dari elemen beton tertentu pada lingkungantertentu yang dipertimbangkan. Suatu nilai cs.b dari 700x 10-6 diberikan, dan model matematik (CEB-FIB 1970)dibangun dalam bentuk lengkungan yang diberikan.Model yang dapat diterima lainnya juga akan dibahas.

Pengaruh Faktor Agregat dan Material Lainnya padaSusut - Sudah ditunjukkan oleh Neville (1970) dan yanglainnya bahwa susut sangat tergantung pada materialdan proporsinya dalam campuran beton. Khususnyakadar air lebih tinggi menghasilkan susut yang lebihtinggi.

Faktor Bukan Material : Model Matematik yang DapatDiterima untuk Ekstrapolasi - Tiga faktor bukanmaterial yang secara umum disetujui dalammempengaruhi susut adalah waktu, ketebalan elemen,kelembaban lingkungan secara umum. (Temperaturdapat juga mempengaruhi susut dan rangkak tapi dalambatasan yang umumnya diharapkan pada jembatan, halini seharusnya bukanlah faktor yang penting). Banyakmodel yang sudah diusulkan untuk memperhitungkanhal ini, sebagain besar mencampur adukan masalah inidengan memasukkan pertimbangan tipe agregat.Sebelum menggunakan suatu model, perencana harusmenguji perbaikan apa terhadap ketepatan yang dapatdiperoleh dibanding dengan peraturan ini. Perludiperhatikan bahwa model yang kelihatannya sangatrumit belum tentu lebih tepat dari model yang lebihsederhana.

Tiga model matematik yang paling umum ditemuidiliteratur adalah model CEB-FIP (1970) yanglengkungannya dipakai sebagai dasar dari peraturan ini,model Rush yang dimasukkan kedalam appendix CEB-FIP (1978), model BP (Bazant dan Panula 1980). Satukritik spesifik yang sudah dibuat pada model CEB-FIP(1970). Jika susut penting pada elemen yang sangatbesar, acuan harus dibuat pada literatur khusus yangpaling terakhir sebelum mengekstrapolasi dari hasilpengujian. Beberapa data percobaan yangberhubungan dan sudah berlangsung lama terdapatpada L'Hermite (1973).

K6.4.1.8 Rangkak

Artikel ini seharusnya dibaca dalam hubungan dengansub-bagian K6.4.1.7 tentang susut dan K6.4.1.2 tentangmodulus elastis. Seperti pada susut, faktor rangkakdasar øcc.b adalah suatu sifat material yang sangattergantung pada pembentuknya. Untuk rangkak, Tabel6.9 pada Peraturan ini memberikan batas nilai øcc.b yangdihubungkan terhadap kekuatan, karena hal inidianggap mempunyai pengaruh yang lebih besardibanding untuk susut. Lagi model perkiraan yangdibangun dalam bentuk lengkungan yang diberikanadalah model CEB-FIP (1970).

K6 - 22

The difference between pure creep and pure relaxationand their use with the 'effective modulus" is explained inclause K6.4.1.2. on modulus of elasticity. Note thatcreep can be reasonably assumed proportional to stress for levels up to 40% of compressive stress. Beyond thatlevel or for tensile stress microcracking may cause anincrease in creep.

As with shrinkage, real data greatly improves results andfor some data and further references see Wyche (1983).

Effect of Aggregate and Other Material Factors onCreep - See commentary on shrinkage, which is similarto creep in this regard.

Non Material Factors: Acceptable Mathematical Modelsfor Extrapolation - Creep is strongly influenced bymaturity of the concrete at the time of loading as well asthe factors which influence shrinkage i.e. time, memberthickness, and diurnal average humidity. The CEB-FIP(1970), Rusch and BP model are used for predictingcreep as well as shrinkage, and similar criticisms can bemade of them as were made for shrinkage in clauseK6.4.1.7. A measure of the scatter of predictabilityagainst a real data set can be obtained from Muller andHilsdorf (1982), which shows virtually all models showstandard deviations of 20 to 30%.

There is very limited creep data world wide, especially inIndonesia, for thicker members and for lower strengthconcretes. This becomes even more of a problem whenone realises that the properties of concretes areprobably changing as technology changes. From thevery limited amount of data available, mainly Wyche(1983), it appears that thickness has much lessinfluence on creep than any of the models would predict(remembering that they were based on concrete madepre-1960) and that lower strength concretes may creep much more than predicted. Also the more rapidlymaturing modern concrete is much less affected by earlier loading, unless it is very early. This Code makessome allowance for lower strength concrete in Table6.2a, and the maturity coefficient in figure 6.2b has beenmodified to take into account the more rapidly maturingmodern concrete. However it may underestimate creepfor larger members, and the design should allow for thiscontingency.

The limitations on SO3 content come from work carriedout by Alexander et al (1979).

Perbedaan antara rangkak murni dan rileksasi murnidan penggunaannya dengan modulus efektifditerangkan dalam sub-bagian K6.4.1.2 tentangmodulus elastis. Perhatikan bahwa rangkak secaraberalasan dapat dianggap proporsional terhadaptegangan untuk tingkatan sampai 40% tegangan tekan.Diluar tingkat itu atau untuk tegangan tarik retak rambutdapat menyebabkan tambahan pada rangkak.

Seperti pada susut, data nyata sangat memperbaikihasil dan untuk beberapa data dan acuan lebih lanjutlihat Wyche (1983).

Pengaruh Agregat dan Faktor Material Lainnya padaRangkak - Lihat komentar tentang susut, yang mana dalam hal ini sama dengan rangkak.

Pengaruh Faktor Bukan Material : Model Matematikyang Dapat Diterima untuk Ekstrapolosi - Rangkaksangat dipengaruhi oleh kematangan beton pada saatdibebani maupun faktor yang mempengaruhi susutseperti waktu, ketebalan elemen, kelembaban rata-rata.CEB-FIP (1970), Model Rusch and BP digunakan untukmemperkirakan susut maupun retak, dan kritik yangsama dapat dibuat terhadap mereka sebagai yangdibuat untuk susut pada subbagian K6.4.1.7. Ukuranpenyebaran perkiraan terhadap kumpulan data nyatadapat diperoleh dari Muller dan Hilsdorf 91982), yangmenunjukkan standar deviasi 20% - 30% untuk semuamodel.

Untuk elemen yang lebih tebal dan untuk mutu betonyang lebih rendah, data rangkak yang tersedia sangatterbatas terutama di Indonesia. Permasalahan makinbertambah, bila disadari bahwa sifat beton mungkinberubah dengan perubahan teknologi. Dan jumlah datayang sangat terbatas, terutama Wyche (1983), kelihatanbahwa ketebalan mempunyai pengaruh yang jauh Iebihsedikit pada rangkak dari model apapun yang dapatmemperkirakan (ingat bahwa ini didasarkan pada betonyang dibuat sebelum 1980) dan bahwa beton kekuatanlebih rendah dapat mengalami rangkak jauh lebih besardari yang diperkirakan. Juga beton mutakhir yangmatang lebih cepat sangat sedikit dipengaruhi olehbeban yang lebih awal, kecuali sangat awal. Peraturanini memberikan beberapa batasan untuk beton kekuatanlebih rendah pada Tabel 6.2a, dan koefisienkematangan pada Gambar 6.2b sudah disesuaikandengan mempertimbangkan beton mutakhir yangmatang lebih cepat. Akan tetapi itu dapat memberikanperkiraan yang lebih kecil untuk elemen yang lebihbesar, dan perencanaan seharusnya mengizinkan untukketidakpastian ini.

Pembatasan kadar SO3 berdasarkan hasil pekerjaanAlexander (1979).

K6 - 23

K6.4.2 PROPERTIES OF REINFORCEMENT

K6.4.2.1 Strength

The strength of reinforcement, to be used in designequations, is the minimum yield strength, Fsy.

A strength lower than Fsy may be used for strengthdesign purpose, for instance in water-retainingstructures. The applicable detailing may require specialattention. Note that for lap-splices, Article 6.11.2. stillrequires a full yield-strength lap.


No commentary.


It is generally accepted that the stress-strain slope for steel is a straight line from zero-strain to the yield-strainat a slope defined by the modulus of elasticity. Fordesign purposes other than earthquake, the strain isassumed to increase thereafter at constant stress (the yield-stress). The yield-stress and yield-strain areassumed to be identical for both the tensile andcompressive cases.

K6.4.2.4 Coefficient of Thermal Expansion

No commentary.

K6.4.3 PROPERTIES OF TENDONS

K6.4.3.1 Strength

For wire, fp is the minimum of a range, for strand, fp iscalculated from the minimum breaking force. For bar, fpis the specified minimum tensile strength.


No commentary.

K6.4.2 SIFAT SIFAT TULANGAN

K6.4.2.1 Kekuatan

Kekuatan tulangan yang akan digunakan padapersamaan perencanaan, adalah tegangan lelehminimum, Fsy.

Suatu kekuatan yang lebih rendah dari Fsy dapatdigunakan untuk tujuan perencanaan kekuatan, sebagaicontoh pada strukur penahan air. Detail yang dapatdigunakan mungkin memerlukan perhatian khusus.Perhatikan bahwa untuk sambungan tulangan, Artikel6.11.2 tetap mensyaratkan suatu lap dengan kekuatanleleh penuh.



K6.4.2.3 Lengkung ReganganTegangan

Sudah diterima secara umum bahwa kemiringantegangan-regangan untuk baja adalah garis lurus dariregangan 0 sampai regangan leleh pada suatukemiringan yang dibatasi oleh modulus elastis. Untuktujuan perencanaan selain gempa, setelah itu regangandianggap bertambah pada tegangan tetap (tegangan leleh). Tegangan dan regangan leleh dianggap samauntuk kejadian tekan dan tarik.

K6.4.2.4 Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu


K6.4.3 SIFAT SIFAT TENDON

K6.4.3.1 Kekuatan

Untuk kawat, fp adalah nilai minimum dari suatu intervaluntuk tendon fp dihitung dari gaya putus minimum. Untuk baja, fp adalah kekuatan baja yangdispesifikasikan.



K6 - 24


For design purposes, the jacking and other forces aregenerally obtained from manufacturer's literature. Forconstruction, the actual stress-strain curve of thematerial supplied will form the basis of the calculationsfor the elongations during jacking.

K6.4.3.4 Relaxation of Tendons

A 'best estimate' of the prestressing force in a tendon isrequired for design. If the force is different from that calculated, deflections may be quite different from thosecalculated Relaxation values given are maximumpermissible values for materials supply. Actual valuesare normally less than these maximum values.

Values used for relaxation are derived from unpublishedtest results supplied by Australian Wire Industries and from recommendations of Pritchard and Koretsky (19).

Pritchard and Koretsky have two results which show thatthe relaxation at 0.5 fp is not zero. The value of zero at0.40 fp is assumed to reflect this experimental result.

Data for the effect of temperature is adapted fromReference (20).

K6.4.4 LOSS OF PRESTRESS IN TENDONS

K6.4.4.1 General

It is important that all losses be thoroughly investigated,and that such factors as the effect of one loss on othersand the stage at which each loss occurs be considered.

K6.4.4.2 Immediate Loss of Prestress

K6.4.4.2.1 General

No commentary.

K6.4.3.3 Lengkung ReganganTegangan

Untuk maksud perencanaan, gaya tarik dan gayalainnya umumnya diperoleh dari literatur pabrik. Untukpelaksanaan, lengkungan tegangan-regangan nyatadari material yang diberikan menjadi dasar perhitunganuntuk perpanjangan selama penarikan.

K6.4.3.4 Relaksasi Tendon

Perkiraan terbaik dari gaya pra-tegangan dalam tendondibutuhkan dalam perencanaan. Bila gaya ini berbedadari perhitungan, penurunan dapat berbeda dariperhitungan itu. Nilai rileksasi yang diberikan adalahnilai maksimum yang diijinkan untuk suplai material.Nilai yang sebenarnya biasanya lebih kecil dari nilaimaksimum itu.

Nilai yang digunakan untuk rileksasi diturunkan darihasil pengujian yang tidak dipublikasikan yang diberikanoleh Australian Wire Indusries dan dari rekomendasiPritchard dan Koretsky (19).

Pritchard dan Koretsky memiliki dua hasil yangmenunjukkan bahwa rileksasi pada 0.5 fp adalah tidaknol. Nilai 0 pada 0.40 fp dianggap menggambarkan hasilpercobaan ini.

Data untuk pengaruh temperatur disesuaikan dari acuan(20).

K6.4.4 KEHILANGAN TEGANGAN DALAMTENDON

K6.4.4.1 Umum

Penyelidikan secara seksama semua kehilangantegangan sangat penting, dan faktor seperti pengaruhdari satu kehilangan dan lainnya, dan kondisi dimana masing-masing kehilangan terjadi harusdipertimbangkan.

K6.4.4.2 Kehilangan Tegangan Seketika

K6.4.4.2.1 Umum


K6 - 25

K6.4.4.2.2 Loss of Prestress due to ElasticDeformation

In the estimation of the loss due to elastic deformation of the concrete, it will usually be sufficient to assume that agroup of tendons is located at its centroid. In caseswhere tendons are widely divergent, calculations forindividual tendons, or small groups of tendons, may benecessary.

For pretensioned members, the loss of stress in thetendons at transfer may be taken as the product of themodular ration (Es /Ec) and the stress in the adjacentconcrete.

For post-tensioned members, stressing of a tendoncauses loss in all previously stressed tendons. For most cases, the loss of stress in the tendons at transfer maybe taken as half the product of the modular ratio and theresulting stress in the adjacent concrete. Moreaccurately, the average loss of stress may be taken as(N-1)/2N times the product of the modular ratio (Es /Ec)times the average concrete compressive stress, N beingthe number of tendons. The loss in individual tendonsmay be calculated by considering the sequence of stressing.

K6.4.4.2.3 Loss of Prestress due to Friction

i. Friction in the jack and anchorage. This loss is directly proportional to jack pressure but variesconsiderably between various system.

ii. Friction along the tendon. It is required that the magnitude of the friction due to duct curvatureand wobble in the actual duct profile be assessedat the design stage and verified during thestressing operation. The values to be used for the coefficient of friction depend basically on thecondition of the surfaces in contact, their structure and their preparation. Frictional forcesdo not depend on the anchorage, but only on theway in which the prestressing tendon is formedand accommodated.

The value of the friction curvature coefficient, , mayvary appreciably with the amount of rust and the methodof construction. With tendons showing a high but stillacceptable amount of rusting, the value may increase by20 percent for bright and zinc-coated metal sheathingand 10 percent for leadcoated metal sheeting.

If the wires or strand in contact in the one duct arestressed separately, the values of may be greater thangiven above and should therefore be checked by tests.

K6.4.4.2.2 Kehilangan Tegangan Akibat DeformasiElastis

Dalam memperkirakan kehilangan karena deformasielastis beton, biasanya cukup dengan menganggapbahwa satu grup tendon diletakan pada pusatnya.Dalam kejadian dimana tendon terlalu menyebar,perhitungan pra-tendon, atau grup kecil dari tendonmungkin diperlukan.

Untuk elemen yang dipra-tegang dahulu, kehilangantegangan pada tendon pada saatpemindahan dapatdiambil sebagai hasil ratio modulus (Es /Ec) dantegangan pada beton yang berdekatan.

Untuk elemen yang dipra-tegang kemudian,penegangan satu tendon menyebabkan kehilanganpada semua tendon yang ditarik lebih awal. Padaumumnya, kehilangan tegangan pada tendon padapemindahan dapat diambil setengah dari hasil ratiomodulus dan tegangan yang dihasilkan pada betonyang berdekatan. Lebih tepatnya, kehilangan modulus(Es /Ec) kali tegangan tekan beton rata-rata, N adalah jumlah tendon. Kehilangan pra-tendon dapat dihitungdengan mempertimbangkan urutan penegangan.

K6.4.4.2.3 Kehilangan Tegangan Akibat Gesekan

i. Gesekan pada alat tarik dan anker. Kehilanganini berbanding langsung dengan tekanan alat tarik tapi sangat bervariasi terhadap sisetm yangberbeda.

ii. Gesekan sepanjang tendon. Diperlukan untukmengetahui besar gesekan karena kelengkunganselongsongan dan ketidakpastian pada propilselongsongan pada tahap perencanaan danharus dibuktikan selam pelaksanaanpenegangan. Nilai yang digunakan untukkoefisien tegangan pada dasarnya tergantungdari keadaan permukaan kontak, struktur, danpersiapannya. Gaya gesek tidak tergantung padaanker, tapi pada cara tendon prategang dibentukdan diperlengkapi.

Nilai koefisien lengkungan gesek, , dapat bervariasiterhadap tingkat korosi dan metode pelaksanaan.Karena tendon menunjukkan korosi yang tinggi tapitetap dalam jumlah yang dapat diterima, nilai dapatditambah 20% untuk penutup metal yang terang dandilapisi dengan seng dan 10% untuk penutup yangdilapisi metal berat.

Bilamana kawat atau kabel kontak dalam satuselongsongan ditegangkan secara terpisah, nilai ,dapat lebih besar dari yang diberikan diatas dan karenaitu seharusnya dicek dengan pengujian.

K6 - 26

The value of for external tendons over machined cast-steel saddles may increase markedly for large movements of tendons across saddles.

The wobble effects in the straight or curved partsdepend on the rigidity of the sheaths, on the spacingand fixing of their supports, on the care taken in placingthe prestressing tendons, on the clearance of tendons inthe duct, on the stiffness of the tendons, and on theprecautions taken during concreting. The most importantparameter affecting the rigidity of the sheaths is theirdiameter.

The value of the angular deviation per metre ( p) may behigher in. the event of mismatching of ducts insegmental construction, and the designer should allowfor this possibility.

In the absence of other data, it is suggested that thefollowing values of p may be used for unlined ductsformed by:

a. bars ………………………………..…………0.008

b. inflatable tube ……………………………….0.024

K6.4.4.2.4 Loss of Prestress during Anchoring

For pretensioned members with straight tendons,calculation of this loss is straightforward. Forposttensioned members, the following formula may beused to calculated AP, the loss of force due toanchorage slip and draw-in, assuming that the prestressforce P varies linearly with length along the tendon andthat the friction values are the same for tensioning anddetensioning.

P = 2 Z tan w

where

z =w

LEsAp

tan

tan w = friction loss per unit length

Es = anchored slip plus draw-in

and Es and Ap are as defined in the Code.

The calibration curves for jacks allow direct reading ofthe jacking force, P,, from jack pressures. If this information is not available P, may be calculated by jackpressure x ram area less the loss due to jack friction.

Nilai untuk eksternal tendon diatas dudukan bajacetak mekanik dapat bertambah karena gerakan tendonyang besar sepanjang dudukan.

Pengaruh posisi yang tidak pasti pada bagian lurus atauIengkung tergantung pada kekakuan penutup, jarak dankekakuan perletakan, kehati-hatian pada penempatantendon pra-tegang, kebebasan tendon dalamselongsongan, dan ketidak-hatian selama pembetonan.Parameter yang sangat penting dalam mempengaruhikekakuan penutup adalah diameternya.

Nilai penyimpangan sudut per meter ( p) dapat lebihbesar pada kejadian ketidak-tepatan posisiselongsongan, dan kehati-hatian selama pembetonan.Parameter yang sangat penting dalam mempengaruhikekakuan penutup adalah diameternya.

Kekurangan data lainnya, diusulkan bahwa nilai pberikut dapat digunakan untuk selongsongan tidaksegaris yang terbuat dari

a. tulangan …………………………………….. 0.008

b. tube yang dapat mengempis ………………0.024

K6.4.4.2.4 Kehilangan Tegangan Pada WaktuPengangkeran

Untuk elemen dipra-tegang dahulu dengan tendon lurus,perhitungan kehilangan tegangan adalah sederhana.Untuk elemen yang dipra-tegang kemudian, rumusberikut ini dapat digunakan untuk menghitung AP, kehilangan gaya karena tertarik dan melesetnya anker,dengan menganggap tegangan pratekan P bervariasisecara linear dengan panjang sepanjang tendon danbahwa nilai gesekan sama untuk tarik dan tekan.

P = 2 Z tan w

dengan

z = w

LEsAp

tan

tan w = kehilangan gesek per unit panjang

Es = melesat dan tertariknya anker

dan Es and Ap seperti yang dibatasi pada Peraturan ini.

Lengkung kalibrasi untuk penarik memungkinkanpembacaan langsung gaya tarik, Pi, dari tekananpenarik. Bila informasi ini tidak tersedia Pi dapat dihitungdengan tekanan tarik kali area penekan kurangkehilangan karena gesekan penarik.

K6 - 27

K6.4.4.2.5 Loss of Prestress due to OtherConsiderations

No commentary.

K6.4.4.3 Time-dependent Losses of Prestress

K6.4.4.3.1 General

Material properties have been included elsewhereleaving this clause straightforward. It is important to notethat these losses are interdependent and interactionmay need to be considered when calculating totallosses.

K6.4.4.3.2 Loss of Prestress due to Shrinkage ofthe Concrete

Where reinforcement is distributed throughout amember, the loss of tensile stress in the tendon isreduced, but the loss of compressive stress in theconcrete is increased.

K6.4.4.3.3 Loss of Prestress due to Creep of theConcrete

No commentary.

K6.4.4.3.4 Loss of Prestress due to TendonRelaxation

No commentary.

K6.4.4.3.5 Loss of Prestress due to OtherConsiderations

No commentary.

K6.4.4.2.5 Kehilangan Gaya Prategang AkibatPengaruh Lainnya


K6.4.4.3 Kehilangan Gaya Prategang YangTergantung Pada Waktu

K6.4.4.3.1 Umum

Sifat-sifat material sudah dimasukkan pada bagian lain,sehingga sub-bagian ini langsung mengarah ke tujuan.Penting untuk diperhatikan bahwakehilangan itu sating tergantung dan inter-aksi perludipertimbangkan bila menghitung kehilangan total.

K6.4.4.3.2 Kehilangan Gaya Prategang AkibatPenyusutan Beton

Dimana tulangan di-distribusikan ke sebuah elemen,kehilangan tegangan tarik pada tendon dikurangi, tapikehilangan tegangan tekan pada beton bertambah.

K6.4.4.3.3 Kehilangan Gaya Prategang akibatRangkak Pada Beton


K6.4.4.3.4 Kehilangan Gaya Prategang AkibatRelaksasi Tendon


K6.4.4.3.5 Kehilangan Gaya Prategang AkibatPengaruh Lainnya


K6 - 28

K6.5 ASSUMPTIONS TO BE MADEFOR STRUCTURAL ANALYSIS

K6.5.1 GENERAL

This article only contains assumption which arespecifically applicable to structural concrete. Generalassumptions for structural analysis may be found inSection 3.

K6.5.2 SECONDARY BENDING MOMENTSAND SHEARS RESULTING FROMPRESTRESS

When prestress is applied in an indeterminate structure,the resulting deformations are likely to be incompatiblewith the supports, in which case hyperstatic (parasitic)reactions are produced when compatibility is enforced.These reactions produce secondary moments andshears (or parasitic moments and shears). Thesesecondary moments and shears must be taken intoaccount in both the serviceability and strength ultimatelimit states, the latter with a load factor of 1.0 (see alsoArticle K6.5.3).

One load case which should be checked as strengthcondition is secondary effects due to prestress plusdead load at transfer, with initial prestress (ie no losses)and in grouted ducts. Checking shear capacity isimportant.

In analysing for secondary moment due to prestress,often the "equivalent load" method is used, but it can also be calculated by double integrating the localcurvatures to obtain ;the unrestrained deformed shape.It is usually sufficiently accurate to assume theeccentricity of the prestressing cable is measured inrelation to the neutral axis of the uncracked section incalculating local curvature due to prestress, and that thegross stiffness will determine the magnitude anddistribution of the prestress secondary effects. Note thatthere is no reduction in these effects because of creepor relaxation of concrete stress, as there is for otherimposed deformations, such as settlements (see clauseK6.4.1.8). This is because the local curvatures whichproduce the incompatibility are themselves alsoincreased by creep, ie for a final creep factor of øcc the long term incompatibility will be (1 + øc) times the initialin compatibility, but this is offset because the magnitudeof the moment will be determined by the long termelastic modulus which will be 1 (1 + øc) times the instantaneous modulus Ec. This means that the initiallycalculated secondary moment due to prestress alwaysremains the same, except for the effects of creep,shrinkage and steel relaxation on the prestressing steelforces.

K6.5 ANGGAPAN - ANGGAPAN YANG DIBUAT UNTUK ANALISA STRUKTURAL

K6.5.1 UMUM

Artikel ini hanya meliputi anggapan yang dapatdigunakan secara khusus untuk beton struktur.Anggapan umum untuk analisa struktur dapat diperolehpada Bagian 3.

K6.5.2 MOMEN LENTUR SEKUNDER DANGESER AKIBAT PRATEGANGAN

Bila pra-tegangan diberikan pada struktur tak tentu,deformasi yang diberikan cenderung tidak sesuai dengan perletakan. Dalam kejadian ini reaksi parasitdihasilkan bilamana ketidak-sesuaian diperbesar.Reaksi ini menghasilkan momen sekunder dan geser(atau momen dan geser parasit). Momen sekunder iniharus diperhitungkan pada tingkat layan dan tingkatbatas ultimate kekuatan, yang terakhir dengan faktorbeban 1.0 (lihat juga Artikel K6.5.3).

Satu kasus beban yang seharusnya dicek sebagai kondisi kekuatan adalah efek sekunder karenaprategangan tambah beban mati pada pemindahan,dengan pra-tegangan awal (tidak ada kehilangan) danpada selongsongan yang diisi. Pengecekan kapasitasgeser adalah penting.

Dalam menganalisa momen sekunder karena prategangan, seringkali digunakan metode bebanekuivalen, tapi itu juga bisa dihitung denganmengintegrasi-gandakan lengkung lokal untukmemperoleh bentuk deformasi yang tak tertahan. Dalammenghitung lengkung lokal karena pra-tegangan,biasanya cukup tepat menganggap eksentrisitas kabelpratekan diukur dalam hubungan dengan sumbu netraldari bagian yang tak retak, dan bahwa kekakuan totalakan menetapkan besar dan penyebaran penaruhsekunder pra-tegangan. Perhatikan bahwa tidak adapengurangan pada pengaruh ini karena rangkak dan rileksasi tegangan beton seperti pada deformasi yangdiberikan lainnya, seperti penurunan (lihat sub-bagianK6.4.1.8). Hal ini karena lengkungan lokal yangmenghasilkan ketidak-sesuaian juga diperbesar olehrangkak, sebagai contoh, untuk faktor rangkak akhir øc,,ketidak-sesuaian awal, tapi nilai ini kelebihan karenabesaran momen akan ditetapkan oleh modulus elastisjangka panjang yang bernilai (1 + øc) kali moduluselastis jangka panjang yang bernilai 1 (1 + øc) kalimodulus sementara Ec. Ini berarti bahwa momensekunder karena pra-tegangan yang dihitung awalselalu tetap sama, kecuali pengaruh rangkak, susut,rileksasi baja pada gaya baja prategangan.

K6 - 29

When a bridge is curved in plan there will be secondarytorques due to prestress induced which must beanalysed for, and taken into account in the design.Externally applied equivalent vertical loads will produceextraneous end torques, and it will probably be foundsimpler to use the double integration of internalcurvature method. One must also allow for the radialcomponent of prestress which will tend to twist eachsection, and the eccentricity for this twisting effect will bethe distance from the cable centroid to the shear centre(it is assumed that vertical twist torque effects cancel outdue to symmetry in most cases).

K6.5.3 MOMENT REDISTRIBUTION INSTRUCTURAL CONCRETEMEMBERS AT THE ULTIMATE LIMIT STATE

It should be noted that this Article is also to be used forredistribution of bending moment in continuousprestressed concrete structures, and the followingremarks also apply to prestressed concrete, except forthe qualifications with respect to the effect of secondarymoment due to prestress on ductility given below.

If the load on an indeterminate structure is progressivelyincreased into the overload, inelastic range, there is agradual change in the relative magnitude of themoments at critical sections i.e. a redistribution ofinternal moments occurs. If the structure has goodductility, the moments change from the initial elasticdistribution and approach the fully plastic distribution,with plastic hinges forming in the peak moment regionsto produce a mechanism.

Design economies can often be achieved if recognitionis given to the phenomenon of moment redistribution.However,moment redistribution can only be taken intoaccount is strength design calculations.

The extent to which moment redistribution can occurdepends on the ductility, or potential for plasticdeformation, in the critical peak-moment regions. InArticle 6.5.3, the neutral axis parameter, ku, is used asan approximate measure of section ductility. The largerku is in a section, the less potential there is for the section to deform plastically.

For design purposes, redistribution means a percentageincrease or decrease of the elastically determinedbending moment in a particular cross section, with anappropriate adjustment of the bending moment in allother sections so that the resulting moment diagram is inequilibrium with the external load system.

Bilamana suatu jembatan dilengkungkan pada bidangdatar, puntir sekunder akan terjadi karena pra-tegangyang diberikan. Hal ini harus dianalisa dandipertimbangkan pada perencanaan. Beban vertikalekuivalen eksternal akan menghasilkan puntir akhiryang besar, dan akan lebih sederhana bilamenggunakan integrasi ganda dari metode lengkunginternal. Perencana juga harus mempertimbangkankomponen radial dari pra-tegangan yang cenderunguntuk memutar masing-masing potongan, daneksentrisitas dari pengaruh putaran ini akan merupakanjarak dari pusat kabel ke pusat geser (itu dianggapbahwa pengaruh puntir putar vertikal tak terjadi karenasimetri dalam banyak kasus).

K6.5.3 PENYEBARAN KEMBALI MOMENDALAM BETON STRUKTURALUNTUK PERENCANAAN PADAKEADAAN BATAS ULTIMATE

Harus diperhatikan bahwa artikel ini juga untukdigunakan pada penyebaran kembali momen lenturdalam struktur beton pratekan menerus, dan catatanberikut juga berlaku untuk beton pra-tegangan, kecualiuntuk kualifikasi yang berhubungan dengan pengaruhmomen sekunder akibat pra-tegangan pada tingkatkekakuan yang diberikan dibawah.

Bila beban pada suatu struktur tak tentu ditambahsecara bertahap sampai kelebihan beban dan mencapaitingkat tak elastis, akan terjadi perubahan berangsur-angsur dalam besaran relatif momen pada bagian yangkritis, i.e. suatu penyebaran kembali momen internalterjadi. Bila struktur mempunyai kelenturan yang balk,momen berubah dari penyebaran elastis awal danmendekati penyebaran platis penuh, denganterbentuknya simpul plastis pada bagian momen puncakuntuk menghasilkan suatu mekanisme.

Ekonomi perencanaan seringkali dapat dicapai jikapenomena penyebaran momen diterima. Akan tetapi,penyebaran momen kembali yang hanya dapatdipertimbangkan adalah perhitungan perencanaankekuatan.

Batasan penyebaran kembali momen yang dapat terjaditergantung pada kelenturan, atau potensi untukdeforamsi plastis, pada daerah momen puncak kritis.Pada Artikel 6.5.3, parameter sumbu netral, k,,, digunakan sebagai ukuran pendekatan dart kelenturanpotongan. Lebih besar ku pada potongan, Iebih kecilpotensi potongan untuk berdeformasi secara plastis.

Untuk maksud perencanaan, penyebaran kembaliberarti suatu persentasi penambahan atau pengurangandari momen lentur yang ditetapkan secara elastis padapotongan melintang tertentu, dengan penyesuaian yangcukup dari momen lentur pada potongan lainnyasehingga diagram momen yang dihasilkan dalamkeadaan seimbang dengan sistem beban luar.

K6 - 30

In design, it is rarely necessary to change the peakbending moment by as much as 30 per cent, althoughup to 30 per cent redistribution is allowed by Article6.5.3. The limiting values of ku were obtained fromtheoretical analyses of the collapse behaviour ofcontinuous reinforced and prestressed concretemembers and frames. Methodologies for these studiesare contained in Warner (1984), and Wong et al (1987),and the results of case studies which have been used todefine the deemed to comply ductility function in thecode are contained in Achmad and Warner (1984),Warner and Yeo (1984), and Kgboko et al (1990).

The Code requirements are in broad agreement with theCanadian and ACI requirements for values of kubetween 0.2 and 0.4. For values of ku less than 0.2, theprovisions are more liberal than most other codes.

Before a redistribution is carried out for peak negativemoments from a particular load pattern, the associatedpositive moments must be calculated. The redistributioneffects are then added to these positive moments, whichmay affect the positive moment envelope. Allowancemust also be made in this assessment for the influenceof trans verse distribution and shear lag. The process iscomplicated and reference to specialist literature shouldbe made before it is attempted (see Uren 1989).

Prestressed Concrete

There often seems to be some confusion about whethersecondary effects due to prestress need to be includedat the strength ultimate state, so it is stated herespecifically that they must not be ignored.

If the "deemed to comply" ductility rules of Article 6.5.3are used, the secondary moments due to prestress must be included as if they were a load effect at the strengthultimate limit state. That inclusion is an essential part ofthe certainty that there is adequate ductility, and failureto include them will result in unconservative design,even failure to include them will result in unconservativedesign, even where ku is less than 0.2. Note also thatthey are included where ku is greater than 0.4, althoughno redistribution of moment is then allowed. For a full explanation of the logic of these rules see Uren et al(1990). The only alternative to these Code rules is tocarry out a rigorous structural analysis in accordancewith Section 3.

Pada perencana, jarang diperlukan perubahan momenlentur puncak sebanyak 30%, meskipun lebih dari 30%penyebaran kembali diijinkan oleh Artikel 6.5.3. Hargabatas k„ diperoleh dari analisa teoritis dari sifat runtuhelemen dan portal beton bertulang dan pra-teganganmenerus. Metode untuk studi ini terdapat dalam Warner(1984), Warner dan Yeo (1984) dan Wong dkk. (1987),dan hasil dari studi kasus yang sudah digunakan untukmembatasi pertimbangan sehingga memenuhi fungsikelenturan dalam peraturan ini terkandung pada Achmad dan Warner (1984), Warner and Yeo (1984),dan Kgboko dkk (1980).

Persyaratan Peraturan ini secara garis besar sesuaidengan persyaratan The Canadian dan ACI untuk hargaku antara 0.2 - 0.4. Untuk harga ku kurang dari 0.2,kelengkapan lebih bebas dari peraturan lainnya.

Sebelum penyebaran kembali diselenggarakan untukmomen negatif puncak dari suatu bentuk bebantertentu, momen positif yang berhubungan harusdihitung. Pengaruh penyebaran kembali kemudianditambahkan pada momen positif itu, yang mana dapatmempengaruhi daerah momen positif. Batasan untukpengaruh penyebaran transversal dan daerah momenpositif. Batasan untuk pengaruh penyebaran transversaldan daerah geser harus dibuat dalam masalah ini.Prosesnya sangat rumit dan acuan literatur khususseharusnya dibuat sebelum hal ini dicoba (lihat Uren1989).

Baton Pratekan

Sering terlihat beberapa keraguan tentang apakahpengaruh sekunder akibat pra-tegangan perludimasukkan pada keadaan ultimate kekuatan, sehinggasecara khusus disini dijelaskan bahwa mereka tidakdapat diabaikan.

Jika pertimbangan untuk memenuhi aturan kelenturanpada peraturan ini digunakan, momen sekunder akibatpra-tegangan harus dimasukkan seakan-akan merekaadalah pengaruh beban pada keadaan batas ultimatekekuatan. Pemasukkan ini adalah suatu bagian pantingdari kepastian bahwa kelenturan cukup terpenuhi, dankegagalan untuk memasukkan mereka akanmenghasilkan perencanaan yang tidak konservatif,meskipun pada ku lebih kecil dari 0.2. Perhatikan jugabahwa mereka dimasukkan bilamana ku lebih besar dari0.4, meskipun tidak ada penyebaran momen kembaliyang diijinkan. Untuk keterangan lebih lengakp darilogika aturan ini lihat Uren dkk (1980). Pilihan lainterhadap aturan peraturan in adalah melakukan analisasturktur yang seksama sesuai dengan Bagian 3.

K6 - 31

K6.5.4 ASSUMPTIONS FOR WORKINGSTRESS DESIGN

These are the normal assumption for a linear elasticanalysis. To he consistent with these assumptions, nomoment redistribution or other non-linear effects arepermitted in Working Stress Design, except forsecondary bending moments as detailed in article 6.5.6.

K6.5.5 CRITICAL SECTION FOR NEGATIVEMOMENTS

This Article takes account of the finite size of supports.

K6.5.6 ELASTIC ANALYSIS OF FRAMESINCORPORATING SECONDARYBENDING MOMENTS

This article applies to unbraced (sway) frames where thechange in geometry of the frame under loading cannotbe ignored as secondary load moments occur. It wouldbe an unusual situation for most bridge designs, but hasbeen included so that consideration will be given to anysituations which may be approaching this condition.

K6.5.7 PROPERTIES OF BEAMS

K6.5.7.1 General

No commentary.

K6.5.7.2 Effective Flange Width

The formulas for the calculation of effective width offlange for strength and serviceability have been adoptedfrom the CEB FIP (1978).

K6.5.8 SLENDERNESS LIMITS FOR BEAMS

The limits on the distance between points lateral restrainare provided to guard against Lateral buckling andconsequent premature failure. Lateral eccentricity ofloading causing torsion in slender laterally unbracedbeams may be a problem. However, tests (Hansell andWinter, 1959, Sant and Bletzacker, 1961) indicate thatlateral buckling is unlikely to be a problem in beamsloaded with no lateral eccentricity.

K6.5.4 ANGGAPAN ANGGAPAN UNTUKPERENCANAAN BERDASARKANTEGANGAN KERJA

Ini adalah anggapan normal untuk analisa elastis linear.Untuk sesuai dengan anggapan ini, tidak adapenyebaran momen atau pengaruh non linear lainnyadalam perencanaan tegangan kerja, kecuali untukmomen lentur sekunder seperti yang diterangkan padaArtikel 6.5.6.

K6.5.5 PENAMPANG KRITIS UNTUKMOMEN NEGATIF

Artikel ini mempertimbangkan ukuran batas dariperletakan.

K6.5.6 ANALISA ELASTIS PORTAL UNTUKMENGHITUNG MOMEN LENTURSEKUNDER

Artikel ini berlaku untuk portal yang tidak kaku(bergoyang) dimana perubahan pada geometri portalakibat beban tidak dapat diabaikan saat momen bebansekunder terjadi. Ini adalah situasi yang tidak umumuntuk kebanyakan perencanaan jembatan, tapidimasukkan sehingga pertimbangan diberikan untukberbagai situasi yang mungkin mendekati kondisi ini.

K6.5.7 SIFAT SIFAT BALOK

K6.5.7.1 Umum


K6.5.7.2 Lebar Flens Efektip

Rumus untuk perhitungan lebar efektif dari sayap untukkekuatan dan tingkat layan diambil dari CEB FIP (1978).

K6.5.8 BATAS KELANGSINGAN BALOK

Batasan jarak antara penahan lateral titik dilengkapiuntuk menuntun terhadap tekuk lateral dankemungkinan kegagalan lebih cepat. Eksentrisitaslateral beban yang menyebabkan puntir pada balok takkaku yang ramping pada arah lateral dapatmenimbulkan masalah. Akan tetapi, pengujian (Hanselldan Winter, 1959, Sant and Bletzaker, 1961)menunjukkan bahwa tekuk lateral kelihatannya bukanmasalah pada balok yang dibebani tanpa eksentrisitaslateral.

K6 - 32

K6.5.9 MOMENT RESISTING WIDTH FORONE-WAY SLABS SUPPORTINGCONCENTRATED LOADS

This article contains simplifying assumptions that maybe used instead of a more detailed analysis.

K6.5.9 LEBAR PERLAWANAN MOMENUNTUK PELAT SATU ARAH YANGMEMIKUL BEBAN TERPUSAT

Artikel ini mengandung anggapan yang disederhanaknyang dapat digunakan daripada analisa lebih detail.

K6 - 33

K6.6 DESIGN OF BEAMS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY

K6.6.1 STRENGTH OF BEAMS IN BENDING

K6.6.1.1 General

Use of the Working Stress Design method withprestressed beams is not permitted because it can leadto overestimation of the design strength in somecircumstances. If it is necessary to determine the"working" strength of a prestressed beam for use withworking (unfactored) loads, the strength to be used shall be 0.4 times the computed nominal Ultimate Limit Statestrength.

K6.6.1.2 Basic Principles

The two basic conditions of static equilibrium and straincompatibility must be satisfied.

Tests have confirmed that the strain distribution, onaverage is essentially linear over the cross-section. Thestrain in both the reinforcement and the concrete areassumed to be directly proportional to the distance fromthe neutral axis. This assumption enables the straindistribution to be defined. The stress distribution (and hence actions) for the crosssection can be determinedfrom the strain distribution by using appropriate stress-strain relationships for the steel and concrete.

The concrete tensile strength has little influence on theultimate capacity in bending and in combined bendingand axial compression.

K6.6.1.3 Ultimate Limit State Design

K6.6.1.3.1 Rectangular Stress Block

While it is theoretically possible to develop concretestrains greater than 0.003, particularly for the lowerconcrete grades, it is prudent to limit the maximumcompressive concrete and steel strain to this value.

The equivalent rectangular stress block has been shownto produce predictions of ultimate strength in agreementwith test results. For the compression zone of non-rectangular cross sections, the resultant compressionforce and its location are determined by integrating therectangular stress block over the compressed area ofthe cross -section.

K6.6 PERENCANAAN BALOKUNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN

K6.6.1 KEKUATAN BALOK TERHADAPLENTUR

K6.6.1.1 Umum

Penggunaan metode perencanaan tegangan kerjadengan balok pra-tegangan tidak diijinkan karena dapatmenyebabkan over-estimate kekuatan perencanaanpada beberapa kasus. Jika diperlukan untukmenetapkan kekuatan kerja balok pratekan untukpenggunaan beban kerja (tidak difaktorkan), kekuatanyang harus digunakan seharusnya 0.4 dari kekuataankeadaan batas ultimate yang dihitung.

K6.6.1.2 Prinsip-prinsip Dasar

Dua kondisi dasar dari kesesuaian keseimbangan danregangan statis harus dipenuhi.

Pengujian telah mengukuhkan bahwa distribusiregangan, secara rata-rata linerar untuk seluruhpotongan melintang. Regangan pada tulangan danebton dianggap secara langsung sebanding terhadapjarak dari sumbu netral. Anggapan ini memungkinkanuntuk membatasi distribusi regangan. Distribusitegangan (dan tentunya gaya) untuk potonganmelintang dapat ditetapkan dari distribusi regangandengan menggunakan hubungan regangan-teganganyang sesuai untuk baja dan beton.

Kekuatan tarik beton memiliki pengaruh yang kecil padakemampuan ultimate pada lentur dan gabungan lenturdan tekan normal.

K6.6.1.3 Perencanaan berdasarkan KeadaanBatas Ultimate

K6.6.1.3.1 Balok tegangan Segi Empat

Sementara secara teori memungkinkan untukmengembangkan regangan beton lebih besar dari0.003, terutama pada mutu beton lebih rendah,pembatasan regangan tekan beton dan baja sampainilai ini adalah penting.

Blok tegangan segi-empat ekuivalen sudah ditunjukkanmenghasilkan perkiraan kekuatan ultimate yang sesuaidengan hasil pengujian. Untuk daerah tekanpenampang melintang yang tidak segiempat, gayatekan resultan dan lokasinya ditetapkan dengan meng-integralkan blok tegangan segi empat keseluruh daerahtekan dari penampang melintang.

K6 - 34

Further comments are given in Articles K6.4.1.4. andK6.4.1.5.

Effective depth: For cross-sections with multiple layersof reinforcement, or mixtures of reinforcement andtendons, all the steel may not be at yield at the ultimatemoment in pure bending and the resultant tensile forcewill not be at the centroid of the tensile steel area.Hence the effective depth is taken to the resultant of thetensile forces in all the reinforcement and tendons intension.

K6.6.1.3.2 Design Strength in Bending

There is general agreement that a structure should beas ductile as possible so that adequate warning ofincipient collapse is given by large deflections and crackwidths. Furthermore, ductility also enables a redundantstructure to redistribute the bending moments underexternal actions to the best advantage, as well asproviding a safer structure under blast or earthquakeloading. Ductility in a beam can be directly related to thequantity of tensile reinforcement in the cross-section andhence the neutral axis depth (ku d). The concept of a"ductile" (under-reinforced) beam where the steel is atyield and an "over-reinforced" beam where the steel isbelow yield under ultimate strength conditions is familiar.It can be shown that the curvature capability reduces asthe amount of tensile steel, and hence ku increases(Smith and Bridge 1984).

The limit of ku = 0.4 can be considered as the ductilitylimit. For ku values below this limit, momentredistribution is permitted under the provisions of Article6.5.3.

Cross-sections with ku > 0.4 may be designed for certaintypes of structural elements, such as columns and arches in reinforced concrete and some fullyprestressed concrete beams (where the prevention ofcracking under serviceability conditions, or underconstruction conditions, requires amounts ofprestressing reinforcement that lead to over-reinforcedsections under ultimate strength conditions). If such members are to be used, the following points should beborne in mind:

i. Simplified methods of analysis should not be used to determine the actions on the membersas designs based on such simple methods mayrely on redistribution of moments in the structure.

ii. The curvature capacity of cross-section isenhanced by the addition of compressionreinforcement and it is prudent to provide aminimum amount to reduce the likelihood of the"brittle" mode of failure usually associated

Penjelasan lebih lanjut diberikan pada Artikel K6.4.1.4dan K6.4.1.5.

Tinggi Efetkif: Untuk penampang melintang dengantulangan berlapis atau gabungan tulangan dan kabel,mungkin seluruh baja tidak leleh pada momen ultimateakibat momen lentur dan gaya tarik resultan tidak akanberada pada pusat daerah baja tarik. Karena itu tinggi efektif diambil terhadap resultan gaya tarik seluruhtulangan dan kabel yang tertarik.

K6.6.1.3.2 Kekuatan rencana dalam lentur

Secara umum disetujui bahwa suatu strukturseharusnya selentur mungkin sehingga peringatan yangcukup pada keruntuhan awal diberikan dengan lendutandan lebar retak yang besar. Lebih lanjut, kelenturan jugamemungkinkan suatu struktur yang tak berguna untukmen-distribusikan kembali momen lentur akibat aksieksternal untuk keuntungan terbaik, maupunmemberikan struktur yang lebih aman akibat beban letusan dan gempa. Kelenturan dalam suatu balokdapat secara langsung dihubungkan dengan jumlahtulangan tarik pada penampang melintang dan karenaitu tinggi sumbu netral (k. d). Konsep dari balok lentur(tulanganlemah) dimana baja leleh dan balok tulangankuat dimana baja dibawah leleh saat kondisi bebanultimate sudah cukup dikenal. Itu dapat ditunjukkanbahwa kemampuan lengkung berkurang sebandingdengan jumlah baja tarik dan karena itu ku bertambah(Smith dan Bridge 1984).

Batasan ku = 0.4 dapat dipertimbangkan sebagaibatasan daktilitas. Untuk nilai ku dibawah batasan inipendistribusian momen diijinkan dibawah kelengkapanArtikle 6.5.3.

Penampang melintang k„ = 0.4 dapat direncanakanuntuk tipe elemen struktur tertentu, seperti kolom,pelengkung beton bertulang dan beberapa betonprategang penuh (dimana penghindaran retak akibatkondisi layan, atau kondisi pelaksanaan, membutuhkansejumlah tulangan pra-tegang yang menuntun kepadabagian tulangan berlebih pada kondisi kekuatanultimate). Bila elemen yang demikian digunakan, hal-halberikut seharusnya dipertimbangkan

i. Metode analisa yang disederhanakanseharusnya digunakan untuk menetapkan aksi pada elemen karena perencanaan yangdidasarkan pada metode yang sederhanademikian dapat mengandalkan pendistribusiankembali momen distruktur.

ii. Kapasitas lengkungan penampang melintangdiperbesar oleh penambahan tulangan tekan danini nyata memberikan jumlah minimum untukmengurangi kemungkinan kehancuran getasyang biasanya dihubungkan dengan

K6 - 35

with over-reinforced sections.

iii. For cross-sections containing both tendons and tensile reinforcement, where the depth to the tensile reinforcement is greater than the depth tothe tendons, it is found that with large amounts of prestress, the ultimate strength in bending mayactually decrease as the area of tendons is increased. This occurs when the reinforcement isbelow yield. To prevent this reduction in strength,the cross-section should be proportioned so thatthe strain in the tensile reinforcement is greaterthan the yield strain.

iv. Where k„ exceeds 0.4 the Strength ReductionFactor is progressively reduced to account for thedecrease in ductility as k. increases.

K6.6.1.3.3 Minimum Strength Requirements

The ultimate strength in bending, Muo, is calculatedassuming a fully cracked section. For small percentagesof steel, this moment could be less than the moment Mcrto cause first cracking. Failure of such a member wouldbe quite sudden. To prevent such a failure Mcr, must be greater than Muo and a value of Mcr > 1.2 Mcr, has beenadopted. This requirement can be deemed to besatisfied if:

Ast 1.4 fybwd

K6.6.1.3.4 Stress in Reinforcement and BondedTendons at the Ultimate Limit State

The formula for pu is taken from the revision made inthe ACI Code, and is based on the recommendationsmade by Mattock (1984). The equation gives anestimate of the maximum stress in the tendons forvarying concrete strengths with or without additionalnon-prestressed tensile and compressive reinforcement.

The formula is an approximation to the more accuratecalculation based on strain compatibility and equilibrium.The formula is valid only if the effective prestress afterall losses, pu.ef, is not less than 0.5 fp.

K6.6.1.3.5 Stress in Tendons not yet Bonded

The two expressions for pu have been taken from theACI 318-83.

bagian tulangan lebih.

iii. Untuk penampang melintang yang mengandungkabel dan tulangan tarik, dimana tinggi ketulangan tarik lebih besar dari tinggi ke kabel,ditemukan bahwa dengan jumlah yang besar dari pra-tegangan, kekuatan ultimate pada lenturdapat berkurang bila bidang kabel bertambah.Hal ini terjadi bila tulangan belum leleh. Untukmenghindari pengurang kekuatan ini,penampang melintang seharusnyadisebandingkan sehingga regangan padatulangan tarik lebih besar dari regangan leleh.

iv. Bila k. melampaui 0.4 faktor pengurangankekuatan dikurangi secara bertahap untukmempertimbangkan pengurangan kelenturansaat k„ bertambah.

K6.6.1.3.3 Syarat-syarat kekuatan minimum

Kekuatan ultimate pada lentur Muo, dihitung denganmenganggap potongan retak penuh. Untuk persentasitulangan yang kecil, momen ini dapat lebih kecil darimomen Mcr untuk menyebabkan retak pertama.Kegagalan elemen yang demikian dapat terjadi cukuptiba-tiba. Untuk menghindari kegagalan yang demikianM,,, harus lebih besar dari Muo dan suatu nilai Mcr, > 1.2 Mcr diambil. Syarat ini dapat dipertimbangkan memenuhibila :

Ast 1.4 fybwd

K6.6.1.3.4 Tegangan dalam Tulangan dan TendonTerlekat pada Keadaan Batas Ultimate

Rumus untuk pu diambil dari perbaikan yang dibuatoleh Peraturan ACI, dan didasarkan pada rekomendasiyang dibuat Mattock (1984). Persamaan memberikanperkiraan tegangan maksimum pada kabel denganberbagai kekuatan beton dengan atau tanpa tulangantekan dan tarik tanpa pra-tegangan tambahan.

Rumus ini adalah pendekatan terhadap perhitunganyang lebih akurat yang didasarkan pada keseimbangan dan kompatibilitas regangan. Rumus hanya berlaku jikapra-tegangan efektif setelah semua kehilangan, pu.ef,tidak lebih dari 0.5 fp.

K6.6.1.3.5 Tegangan dalam tendon yang belumterlekat

Dua ekspresi untuk pu diambil dari ACI 318-83.

K6 - 36

The formula for pu in equation (6.14a) is z conservativeestimate based on test results frorr Yamazaki et al (1969) and recommendations made by ACI 423 IR-69.More recent test results from Motahedi and Gamble(1978) indicate that the stress in unbonded tendons atultimate conditions is overestimated by equation (6.14a)for members with a span-to-depth ratio greater than 35(one-way slabs and two-way slabs) and equation (6.14b)is a better estimate for pu for such members. The value for pu should not be taken to be greater thatfpy.


K6.6.1.4.1 Stress-Strain Relationship

A factor of 2.0 in used to account for the increase of stress in the compression reinforcement caused bycreep of the concrete . This factor shall be used forstress computation only, not for calculation of sectionproperties, weights, etc.

K6.6.1.4.2 Design Strength in Bending

No commentary.

K6.6.1.4.3 Basic Allowable Stresses in Bending

No commentary.

K6.6.1.5 Dispersion Angle of Prestress

No commentary.

K6.6.1.6 Spacing of Reinforcement, Tendons, and Ducts

K6.6.1.6.1 General

It is very important for strength and durability thatconcrete be placed and fully compacted aroundreinforcing elements. The details given in this clause areto ensure account is taken when detailing reinforcing,tendons and duct positions, of the space required for the possible use of internal vibrators and the movement of the concrete.

Rumus untuk pu pada persamaan (6.14a) adalahperkiraan konservatif yang didasarkan pada hasilpengujian Yamasaki dkk. (1969) dan rekomendasi yangdibuat oleh ACI 423 IR-69. Hasil pengujian yang Iebihakhir dari Motahedi dan Gamble (1978) menunjukkanbahwa tegangan pada kabel tak terlekat pada kondisiultimate adalah over-estimate dengan persamaan(6.14a) untuk elemen dengan ratio bentang terhadaptinggi Iebih besar dari 35 (pelat satu arah atau pelat duaarah) dan untuk elemen yang demikian persamaan(6.14b) memberikan perkiraan yang lebih tinggi untuka pu Nilai untuk pu seharusnya tidak diambil lebih besardari fpy.

K6.6.1.4 Perencanaan Berdasarkan TeganganKerja

K6.6.1.4.1 Hubungan Regangantegangan

Hubungan faktor 2.0 digunakan untuk memperhitungkanpertambahan tegangan pada tulangan tarik yangdisebabkan oleh-rangkak pada beton. Faktor iniseharusnya dipergunakan hanya untuk perhitungan tegangan, tidak untuk perhitungan sifat-sifat elemen,berat, dll.

K6.6.1.4.2 Kekuatan Rencana dalam Lentur


K6.6.1.4.3 Tegangan ljin Dasar dalam Lentur


K6.6.1.5 Sudut Penyebaran Prategang


K6.6.1.6 Jarak Tulangan, Kabel danSelongsongan

K6.6.1.6.1 Umum

Penempatan dan pemadatan beton secara penuh sekitar elemen tulangan sangat penting untuk kekuatandan keawetan. Detail yang diberikan dalam bagian iniadalah untuk menjamin bahwa pertimbangan dilakukanbila mendetail posisi tulangan, kabel, danselongsongan, ruangan yang dibutuhkan untukpenggunaan yang memungkinkan penggetar internaldan pergerakan beton.

K6 - 37

K6.6.1.6.2 Spacing of Reinforcement

This sub-clause gives minimum spacings to ensure the concrete can move between and around the reinforcingbars and tendons without the large aggregate becomingseparated from the fines, and to ensure adequate bond between the reinforcement and the concrete.

K6.6.1.6.3 Grouping of Tendons and Ducts

Deflected tendons required to be grouped at certainlocations in the member are separated as far apart aspractical beyond these locations to achieve betterdistribution of force in the member and anchorage ofeach tendon.

Stressed tendons in curved ducts develop radial forcesbased on the degree of curvature of the duct. Theseforces can cause the tendon to burst through into anadjacent ungrouted duct or adjacent concrete surface. Account should be taken of this when deciding onstressing sequences of tendons, spacing between ducts,and distance to concrete surfaces from ducts. If necessary, reinforcement can be placed betweenadjacent ducts, or between the ducts and concretesurfaces, to resist these forces.

K6.6.1.7 Detailing of Flexural Reinforcement

As far as possible, each of the member design sectionsare self-contained. Because stress development iscommon to most sections, it is located separately inSub-section 13.

K6.6.1.7.1 Distribution

The width and distribution of flexural cracks in the topflange of a beam subjected to negative bending momentis greatly influenced by the distribution of the tensilereinforcement. It has been shown to be undesirable toconcentrate all of the tensile reinforcement within theweb as the cracks in the flanges will be larger, and furthermore, compaction of the concrete within the webmay be impeded by lack of clearance for a vibrator. Abetter arrangement is for a proportion of the flexuralreinforcement to be spread into the flange. However, ifheavy shear reinforcement is required, it is desirable toplace the major part of the flexural reinforcement withinthe web, in which case additional bars should be placedin the flanges to control the flexural cracking.

K6.6.1.6.2 Jarak Penulangan

Sub-bagian ini memberikan jarak minimum untukmenjamin beton dapat bergerak antara dan sekitartulangan dan kabel tanpa agregat yang besar terpisahdari yang halus, dan untuk menjamin lekatan yangcukup antara tulangan dan beton.

K6.6.1.6.3 Pengelompokkan Kabel danSelongsongan

Kabel yang dibengkokkan yang perlu untukdikelompokkan pada lokasi tertentu dalam elemendipisahkan sejauh masih memungkinkan untukmendapatkan yang terbaik dari distribusi beban danpeng-angkeran masing-masing kabel.

Kabel yang ditegangkan dalam selongsongan lengkung mengembangkan gaya melingkar yang didasarkan padatingkat lengkungan selongsongan. Gaya-gaya ini dapatmenyebabkan kabel menghancurkan selongsongan takterlekat atau permukaan beton yang berdekatan. Hal iniharus diperhitungkan saatmemutuskan urutanpenegangan kabel, jarak antara selongsongan, danjarak selongsongan kepermukaan beton. Jika perluuntuk menahan gaya ini tulangan dapat diletakkanantara selongsongan yang berdekatan, atau antaraselongsongan dan permukaan beton.

K6.6.1.7 Detail Tulangan Lentur

Sejauh mungkin, setiap potongan perencanaan elemendilakukan secara tersendiri. Karena pengembangan tegangan adalah biasa untuk kebanyakan potongan, halini diletakkan secara terpisah pada sub-bagian 13.

K6.6.1.7.1 Penyebaran

Lebar dan distribusi retak lentur pada sayap atas balokyang ditujukan untuk momen lentur negatif sangatdipengaruhi oleh distribusi tulangan tarik. Sudahditujukan bahwa tidak diinginkan memusatkan seluruhtulangan tarik dalam badan karena retak pada sayapakan lebih besar, dan apalagi, pemdatan pada badandapat dihalangi oleh kurangnya tempat untuk pengetar.Pengaturan yang lebih baik adalah proporsi tulangan lentur disebarkan pada sayap. Akan tetapi, jika tulangangeser yang berat dibutuhkan, lebih baik meletakkanbagian utama tulangan lentur pada badan, yang manapada kasus ini tulangan tambahan seharusnyadiletakkan pada sayap untuk mengontrol retak lentur.

K6 - 38

K6.6.1.7.2 General Arrangement of Terminationsand Anchorage

To satisfy equilibrium of forces in the truss analogy forshear strength, an additional horizontal force is requiredbeyond the position required for flexure and is providedby extending the bending moment diagram by adistance D, the depth of the member.

Anchorage of the reinforcement, calculated for thisextended bending moment diagram, is required beyondthe end of the diagram and is provided by thereinforcement development length.

K6.6.1.7.3 Anchorage of Positive MomentReinforcement

Anchored reinforcement or tendons sufficient to developa tensile force of 1.5 V' at the face of the supports isrelated to shear failure mechanism. The shear, V', isgenerally calculated at a distance d from the face of thesupport, or at the face of the support where diagonalcracking can take place at the support extend into it.

K6.6.1.7.4 Shear Strength Requirements nearTerminated Flexural Reinforcement

Longitudinal reinforcement is required in the shear zonefor balancing forces in the truss analogy. Termination ofthe longitudinal reinforcement is restricted by the requirements of this Article.

K6.6.1.7.5 Deemed to Comply Arrangement

This sub-clause in intended to apply to one-way slabsand secondary members. It is anticipated that the mainstructural concrete beams in a bridge will beinvestigated in sufficient detail that the requirements ofsub-clauses 6.6.1.7.2. to 6.6.1.7.4 can be explicitlysatisfied.

K6.6.1.7.6 Restraint of CompressionReinforcement

This clause parallels the requirements of clause 6.8.7.3for columns, to limit the possibility that longitudinal barsin compression will buckle outwards. The restriction of16 d, on tie spacing will generally be less than thespacing needed for shear reinforcement at midspan. If compression reinforcement is required for strength, thenthe same restrain requirements as for columns apply.

K6.6.1.7.2 Bentuk Susunan dari Bagian Ujung danPengangkeran

Untuk memenuhi keseimbangan gaya-gaya padaanalogi rangka untuk kekuatan geser, suatu gayahorisontal tambahan diperlukan diluar posisi yangdiperlukan untuk lentur dan dilengkapi denganmemperluas diagram momen lentur dengan suatu jarakD, tinggi dari elemen.

Pengangkeran tulangan yang dihitung untuk diagrammomen lentur yang diperluas ini, diperlukan pada kahirdiagram dan diberikan dengan panjang penyalurantulangan.

K6.6.1.7.3 Pengangkeran tulangan momen positif

Tulangan atau kabel yang diangkerkan yang cukupuntuk mengembangkan suatu gaya tarik 1.5 V' padapermukaan perletakan dihubungkan dengan mekanismekegagalan geser. Gaya geser, V', umumnya dihitungpada suatu jarak d dari permukaan perletakan dimanaretak diagonal yang dapat terjadi pada perletakanmeluas kesitu.

K6.6.1.7.4 Persyaratan Kekuatan Geser dekatUjung Tulangan Lentur

Tulangan memanjang dibutuhkan pada daerah geseruntuk mengimbangkan gaya dalam analogi rangka.Akhir tulangan memanjang dibatasi oleh persyaratandari Artikel ini.

K6.6.1.7.5 Anggapan Memenuhi Persyaratan

Sub-bagian ini dimaksudkan berlaku untuk pelat satuarah dan elemen sekunder. Sub-bagian inimengantisipasi bahwa balok beton struktur utama padasuatu jembatan akan diselidiki dalam detail yang cukupsehingga persyaratan dari sub-bagian 6.6.1.7.2 hingga6.6.1.7.4 dapat secara seksama dipenuhi.

K6.6.1.7.6 Pengekangan Tulangan Tekan

Bagian ini mensejajari persyaratan dari bagian 6.8.7.3untuk kolom untuk membatasi kemungkinan bahwatulangan memanjang pada daerah tekan akan menekukkeluar. Pembatasan 16 d, pada jarak pengikat secaraumum akan lebih kecil dari jarak yang dibutuhkan untuktulangan geser ditengah bentang. Bila tulangan tekandiperlukan untuk kekuatan, persyaratan pengekanganyang sama seperti kolom berlaku.

K6 - 39

K6.6.1.7.7 Bundled Bars

No commentary.

K6.6.1.7.8 Displacement of Tendons in Ducts

Depending on the size of the duct and the number ofstands in the tendon, the centroid of the tendon may besignificantly offset from the centroid of a curved duct.This effect can be substantiated in shallow members.

K6.6.2 STRENGTH OF BEAMS IN SHEAR

K6.6.2.1 Application

As shear without torsion is by far the most commondesign situation, the requirements have been written forthat situation. This simplifies the procedure for sheardesign. Where torsion is present, separaterequirements, which interact with the shearrequirements, have to be taken into account.

These requirements also cover one-way action for shearin slabs.

K6.6.2.2 Design Method

The Working Stress Design method is unable to providea consistent margin of safety against shear failurebecause the classical elastic methods for calculatingshear stress are inappropriate for cracked concretesections. Structural concrete resists shear by acombination of reinforcement dowel action, aggregateinterlock and arching. None of these effects can bemodelled using simple bending theory.

The factor 0.4 used to convent the nominal ultimateshear strength of a beam to an equivalent workingstrength has been obtained by dividing the StrengthReduction Factor for shear (0.6) by an average value forthe Ultimate Load Factor of 1.5. If the shear force in abeam is caused predominantly by live load effects, for which the ultimate Load Factors are 1.5 or greater, itwould be prudent to use a factor less than 0.4 to determine the working shear strength.

K6.6.2.3 Design Ultimate Shear Strength of a Beam

The traditional approach, namely the sum of the"concrete" and "steel" components, deals efficiently withreinforced, partially prestressed and fully prestressedbeams. The steel component and detailing requirementsare determined from a truss

K6.6.1.7.7 Tulangan yang Disatukan


K6.6.1.7.8 Perpindahan Kabel dalamSelongsongan

Tergantung pada ukuran selongsongan dan jumlahstand pada kabel, pusat kabel dapat keluar dariselongsongan yang dilengkung. Pengaruh ini dapatmenjadi penting pada elemen yang tipis.

K6.6.2 KEKUATAN BALOK TERHADAP GESER

K6.6.2.1 Penggunaan

Karena geser tanpa puntir adalah situasi perencanaanyang paling umum, persyaratan ditulis untuk situasi ini.(ni menyederhanakan prosedur untuk perencanaangeser. Bila puntir terdapat. persyaratan terpisah, yangberinteraksi dengan persyaratan geser, harusdipertimbangkan.

Persyaratan ini juga meliputi aksi satu arah untuk geserdi pelat.

K6.6.2.2 Metoda Perencanaan

Metode perencanaan tegangan kerja mampu untukmemberikan kelebihan yang konsisten pada faktorkeamanan karena metode elastis klasik untukmenghitung tegangan geser tidak sesuai untukpotongan beton yang retak. Beton struktur menahangeser dengan kombinasi dad aksi tulangan, salingmengunci agregat, dan peeengkung. Tak ada daripengaruh itu yang dapat dimodel menggunakan teorilentur sederhana.

Faktor 0.4 yang digunakan untuk merubah kekuatangeser ultimate nominal sebuah balok ke kekuatan kerjaekuivalen diperoleh dengan membagi faktorpengurangan kekuatan untuk geser (0.6) dengan hargarata-rata untuk faktor beban ultimate 1.5. Jika gayageser pada balok disebabkan secara dominan olehpengaruh beban hidup, untuk yang mana faktor bebanultimate adalah 1.5 atau lebih, akan lebih baikmenggunakan suatu faktor yang kecil dari 0.4 untukmenetapkan kekuatan geser kerja.

K6.6.2.3 Kekuatan Geser Ultimate Rencanadari Balok

Pendekatan tradisional, seperti jumlah komponen betondan baja, secara efisien berlaku pada balok bertulang,balok prategang sebagian atau penuh. Komponen baladan persyaratan pendetailan ditetapkan dari pendetakananalogi rangka.

K6 - 40

analogy approach.

In beams, minimum shear reinforcement must beprovided, except in circumstances specified in clause6.6.2.6. The existence of this minimum reinforcement is utilised to simplify the range over which shearreinforcement needs to be calculated. Although notstated, nominal top longitudinal bars would also berequired in the corners of the reinforcement. Thestrength stated is consistent with clause 6.6.2.9.

A more refined method of calculating the shear strengthof a section is to use the variable angle, truss-analogymethod. (Collins and Mitchell 1980; Nielsen et al 1978).

K6.6.2.4 Tapered Members

Where prestressed tendons are inclined, significantincrease in the shear resistance can sometimes beachieved. This contribution is added to the shearresistance in accordance with clause 6.6.2.7. and sub-clause 6.6.2.8.2. Note that it is possible that theinclination could produce a reverse effect.

In hunched beams, where the line of the centroid of thecompression force is inclined, the vertical component ofthe force can also be treated in the same manner.

K6.6.2.5 Maximum Transverse Shear near aSupport

This Article normally limits the position at which theshear force is determined, to a distance, d, from the support. This, means that any forces closer to thesupport can normally be disregarded. In somecircumstances, where a failure surface can developwithin the support area, the critical section must be taken at the face of the support.

K6.6.2.6 Requirements for ShearReinforcement

Concrete beams can possess considerable strengthwithout shear reinforcement. However, this strength willbe reduced by restrained and shrinkage stresses if theyare present. Since shear failure can be quite sudden,the Code adopts a conservative approach with arequirement for most beams to contain at least minimumshear reinforcement calculated in accordance withclause 6.6.2.9.

The value of Vu.min is simply an assessment of thestrength of a beam containing minimum shearreinforcement.

Pada balok, tulang geser minimum harus diberikankecuali pada kondisi yang dispesifikasikan padasubbagian 6.6.2.6. Keberadaan dari tulangan minimumini dimanfaatkan untuk menyederhanakan batasandimana tulangan geser perlu dihitung. Meskipun tidakdinyatakan, tulangan memanjang atas nominal jugadiperlukan disudut tulangan. Kekuatan yang diberikankonsisten dengan sub-bagian 6.6.2.9.

Metode yang lebih baik untuk perhitungan kekuatangeser pada suatu penampang adalah menggunakansudut variable, metode analogi rangka (Collins danMitchell 1980; Nielsen dkk. 1978).

K6.6.2.4 Bagian komponen yang meruncing

Bilamana kabel pra-tegangan dimiringkan, penambahanyang berarti pada tahanan geser kadang-kadang dapatdicapai. Kontribusi ini ditambahkan pada tahanan geseryang sesuai dengan sub-bagian 6.6.2.7 dan sub-bagian6.6.2.8.2. Perhatikan bahwa pemiringan mungkinmenghasilkan pengaruh kebalikan.

Pada balok yang dilengkung, dimana garis pusat gayatekan dibengkokkan, komponen vertikal gaya dapat jugadiperlakukan dengan cara yang sama.

K6.6.2.5 Geser melintang maksimum dekattumpuan

Artikel ini umumnya membatasi posisi dimana gayageser ditetapkan terhadap suatu jarak d dari perletakan.IN berarti bahwa gaya apapun yang lebih dekatketumpuan umumnya dapat diabaikan. Dalam beberapahal, dimana permukaan gagal dapat berkembang dalamdaerah tumpuan, potongan kritis harus diambil padamuka tumpuan.

K6.6.2.6 Syarat-syarat untuk Tulangan Geser

Balok beton dapat memiliki kekuatan yang besar tanpa tulangan geser. Akan tetapi, kekuatan ini akan dikurangitegangan susut dan tertahan jika ada. Karenakegagalan geser dapat terjadi cukup tibatiba. Peraturanini mengambil pendetakan konservatif dengan suatupersyaratan untuk kebanyakan balok untukmengandung sedikitnya tulangan geser minimum yangdihitung sesuai dengan sub-bagian 6.6.2.9.

Nilai Vu.min semata-mata untuk mendapatkan kekuatanbalok mengandung tulangan geser minimum.

K6 - 41

For cases, especially at transfer, where Pv > V*, Pvbecomes the dominant load. The Code treats Pv as partof the shear capacity though there is argument that itwould be more logically treated as a load andincorporated as part of V*.

Treating Pv, as adding to the capacity would be veryunconservative for cases where V* is small and Pv islarge. The Code formulae applied literally would indicatea very safe reserve of strength where there may be alack of strength. This would be especially true for noprestress losses and ungrouted ducts, where Pv ismaximum, bv is minimum, V* is minimum and theconcrete strength is minimum.

Hence Pv in theses cases is converted to a load and isdeleted as contributing to the capacity.

K6.6.2.7 Shear Strength Limited by WebCrushing

This clause relates to the maximum shear capacityindependent of the amount of reinforcement. This limit is needed to avoid the possibility of a web crushing failureprior to yield of the reinforcement.

A reduction in the width of the stem, to allow for groutedducts, is included. This was proposed by Leonhardt(1971) and supported by tests by Clark and Taylor(1975). For ducts not yet grouted the reduction shouldbe for the full diameter.

For transfer the characteristic strength of the concrete istaken as 0.85 fcp.

K6.6.2.8 Shear Strength of a Beam ExcludingShear Reinforcement

K6.6.2.8.1 Reinforced Beams

This empirical formula is similar to that develop byZsutty (1968) and has been appropriately modified tosuit this Code.

The formula takes account of the following parametersthat influence the strength of a beam without shearreinforcement:

i. Proportion of Tension Steel (Ast /bvd)

This parameter has been shown by many investigationsto be of major importance in the shear strength ofbeams. The Design Engineer should be aware that it is the tension steel provided in the shear zone that iscritical

Untuk kasus, terutama pada pemindahan dimana Pv > V*, Pv menjadi beban yang dominan. Peraturan inimemperlakukan Pv sebagai sebagian dari kapasitasgeser meskipun ada bantahan bahwa itu lebih masukakan diperlakukan sebagai suatu beban dandigabungkan sebagai bagian dari V*.

Memperlakukan Pv, sebagai tambahan kapasitas akanmenjadi sangat tidak konservatif untuk hal dimana Pvkecil dan P, besar. Rumus pada Peraturan ini biladigunakan secara langsung akan menunjukancadangan keamanan kekuatan yang besar. Hal initerutama benar untuk selongsongan tanpa kehilanganpra-tegangan dan tak terlekat, dimana Pv maksimum, bvminimum, V' minimum dan kekuatan beton minimum.

Karena itu Pv pada kasus ini dirubah menjadi sebuah beban dan dihilangkan sebagai penyumbang kapasitas.

K6.6.2.7 Kekuatan Geser yang Dibatasi olehPecahnya Bagian Badan

Sub-bagian ini berhubungan dengan kapasitas gesermaksimum yang bebas terhadap jumlah tulangan.Batasan ini diperlukan untuk menghindari kemungkinanruntuh dari pecahnya bagian badan sebelum tulanganleleh.

Pengurangan pada lebar blok akhir untuk menempatkanselongsongan yang diisi, dimasukkan, Hal ini diusulkanoleh Leonhardt (1971) dan didukung oleh pengujianClark dan Taylor (1975). Untuk selongsongan yangbelum diisi pengurangan seharusnya untuk diameterpenuh.

Untuk merubah kekuatan beton karakteristik diambil0.85 fcp.

K6.6.2.8 Kekuatan Geser Balok denganMeniadakan Tulangan Geser

K6.6.2.8.1 alok Bertulang

Rumus empiris ini mirip dengan yang dikembangkanoleh Zsutty (1968) dan sudah dimodifikasi untukdisesuaikan dengan Peraturan ini.

Rumus memperhitungkan parameter berikut yangmempengaruhi kekuatan balok tanpa tulangan geser

i. Proporsi Baja Tarik (Ast /bvd)

Parameter ini sudah ditunjukkan oleh banyak penyelidiksebagai sangat penting pada kekuatan geser balok.Perencana seharusnya sadar bahwa tulangan tarik yangdiberikan pada daerah gesee yang kritis dan tulangan

K6 - 42

and this steel must be properly anchored to beconsidered.

ii. Concrete Strength

The variation with concrete strength is better represented by a cube root rule rather than theapproximation of a square root rule (Zsutty, 1968).

iii. Depth Factor

The influence of the depth of the beam on the strengthhas been recognised for many years and is evenmentioned in the commentary on the ACI 318-71. Anexample is given by Chana (1981).

This factor is based on experimental data relating theshear strength to the absolute depth of the member. Theformat of the factor is related to CEB proposals,although the absolute values of the constants werebased on an analysis of test data.

iv. Axial Force

The Factor is normally unity, but for members subject tosignificant axial tension, it reduces in line with ACIrecommendations. Beams restrained by "fixed"connection to supports may need special considerationof the likely restrain forces. If in doubt, Vuc should betaken as zero.

v. Shear-span to Depth Effect

The factor is usually unity but may increase up to amaximum of 2. It is an established parameter for theinfluence of proximity of the load to the support. This is aconservative factor and can be related to test results.Note that for loads within a distance, d, from the support,the factor becomes large. Alternatively a deep beamsituation may be involved.

K6.6.2.8.2 Prestressed Beams

The formula for Vuc for flexure-shear cracking inprestressed beams has been kept similar to that forreinforced beams for simplicity. For prestressed beams,the approach of flexure-shear and web-shear is used,except that the flexure-shear strength is derived using the shear strength formula given for reinforced beams,increased by Vo the decompression shear. The formulahas been checked against experimental data by Rangan(1979).

In calculating Vo the corresponding values of M' and V*can vary, depending upon the loads and load

yang harus diangkerkan secara baik harusdipertimbangkan.

ii. Kekuatan Beton

Variasi kekuatan beton diwakili oleh aturan akar pangkattiga daripada pendetakan dengan aturan akar kuadrat(Zsutty, 1968).

iii. Faktor Tinggi

Pengaruh tinggi balok pada kekuatan telah dikenal sejaklama dan bahkan disinggung dalam komentar ACI 318-71. Sebuah contoh diberikan oleh Chana (1981).

Faktor ini didasarkan pada data percobaan yangmenghubungkan kekuatan geser dengan kedalamanabsolut dari elemen. Format dari faktor berhubungandengan proposal CEB, walaupun nilai absolut dari suatukonstan yang didasarkan pada analisa pengujian data.

iv. Gaya Aksial

Faktor ini umumnya tergabung, tapi pada elemen yangditujukan untuk tarik aksial yang berarti, ini berkurangsegaris dengan rekomendasi ACI. Balok yang ditahandengan hubungan kaku ke tumpuan dapat memerlukanpertimbangan khusus terhadap gaya tahan yangmungkin terjadi. Bila diragukan, Vuc seharusnya diambilnol.

v. Pengaruh Bentang Geser Terhadap Tinggi

Faktor ini biasanya tergabung tapi dapat bertambahsampai suatu nilai maksimum 2. Hal ini adalah suatuparameter yang mapan untuk pengaruh kedekatanbeban ke tumpuan. Ini adalah faktor yang konservatifdan dapat dihubungkan denga hasil-hasil pengujian.Perhatikan bahwa untuk beban dalam suatu jarak, d,dari tumpuan, faktor ini menjadi Iebih besar. Sebagaialternatif suatu situasi balok tinggi dapat dilibatkan.

K6.6.2.8.2 Balok Prategang

Untuk pemudahan, rumus untuk Vuc untuk keretakangeser-lentur pada balok dipertahankan mirip denganbalok bertulang. Untuk balok pra-tegang, pendekatangeser-lentur dan geser-badan digunakan, kecuali bahwakekuatan geser-lentur diturunkan dengan menggunakanrumus kekuatan geser yang diberikan untuk balokbertulang, ditambah dengan geser penekanan kembaliVo. Rumus sudah dicek terhadap data percobaan olehRangan (1979).

Dalam perhitungan Vo nilai yang bersesuaian dari M'dan V* dapat bervariasi, tergantung pada beban dan

K6 - 43

positions. Maximum moment and corresponding shear,and maximum shear and corresponding moment shouldbe calculated and the resulting minimum value of V,used.

K6.6.2.8.3 Secondary Effects on Vuc

This is a warning about the possible influence of secondary effects. If the magnitude of the tensile forcescan be estimated, the 2 factor may be used. If in doubt, the value of Vuc should be taken as zero.

K6.6.2.9 Contribution to Shear Strength by theShear Reinforcement

The strength of a beam with shear reinforcement hasbeen the subject of extensive research. (ACIASCE1973). The main difficulty is that with low amounts ofshear reinforcement, the strengths are much greaterthan a simple 45 degree truss predicts. Partly to compensate for this inadequacy, it is traditional to add aconcrete component to the steel component of theresistance.

From a design convenience point of view, the sum ofsteel and concrete contribution has practicaladvantages, particularly in eliminating any discontinuityin the design. In reality, the concrete contributiondecreases with higher shear forces and this effect isincluded in the CEB-FIP Model Code method.

Truss theories usually give a range for the truss anglewhich becomes more restricted with higher shear forces,and in the more severe cases is limited to about 45° sothat the general concept is consistent with truss theory.In the procedure selected, Vuc is taken as constant butthe truss angle is explicitly stated and increases withincreasing shear.

K6.6.2.10 Minimum Shear Reinforcement

The area of minimum shear reinforcement comes fromACI practice.

K6.6.2.11 Suspension Reinforcement

The standard theories for shear in beams are derived onthe basis of beams loaded on their top surfaces andsupported on the bottom. Where the load is introducedby corbels or nibs or other methods into the lowerportion of the beam, suitable transverse reinforcementmust be provided to transfer the force into thecompression zone of the beam; similarly, for supports inthe upper portion of a beam. Full depth

posisi beban. Momen maksimum dan geser yangbersesuaian seharusnya dihitung dan nilai minimum V, yang dihasilkan digunakan.

K6.6.2.8.3 Pengaruh sekunder pada Vuc

Ini adalah suatu peringatan tentang akibat yangdimungkinkan oleh pengaruh sekunder. Bila besar gayatarik dapat diperkirakan, faktor 2 dapat digunakan. Bilameragukan, harga Vuc, seharusnya diambil nol.

K6.6.2.9 Kontribusi Tulangan Geser TerhadapKekuatan Geser

Kekuatan suatu balok dengan tulangan geser sudahmenjadi bahan penelitian yang intensif. (ACI-ASCE1973). Kesulitan utama adalah bahwa dengan jumlahtulangan geser yang sedikit, kekuatan jauh Iebih besardari perkiraan rangka sudut 45°. Sebagian untukmengganti ketidak cukupan ini, adalah tradisional untukmenambahkan tahanan komponen beton ke komponenbaja.

Dari sudut pandangan kemudahan perencanaan, jumlahkontribusi beton dan baja memiliki keuntungan secarapraktis, terutama dalam menghilangkan ketidakmenerus pada perencanaan. Pada kenyataan,kontribusi beton menurun terhadap gaya geser yangIebih besar dan pengaruh ini dimasukkan dalam metode CEB-Fip Model Code.

Teori rangka biasanya memberikan suatu interval untuksudut rangka yang menjadi lebih terbatas terhadap gayageser yang Iebih besar, dan dalam kasus yang lebihjelek dibatasi kira-kira 45° sehingga konsep umumkonsisten dengan teori rangka. Pada prosedur yangdipilih, Vuc diambil konstan tapi sudut rangka secarajelas diberikan dan bertambah dengan bertambahnyageser.

K6.6.2.10 Tulangan geser minimum

Was tulangan geser minimum diambil dari ACI practice.

K6.6.2.11 Tulangan Gantung

Teori standar untuk geser di balok diturunkan dengandasar balok yang dibebani pada permukaan atas dan ditumpu pada bagian bawah. Bila beban diberikanmelalui korbel atau rib atau metode lainnya ke bagianbalok yang Iebih rendah, tulang penyebar yang cukupharus diberikan untuk menyebarkan gaya ke daerahtekan balok; dengan cara yang sama, untuk tumpuanpada bagian atas balok.

K6 - 44

loading and support by intersecting members alsorequires suspension reinforcement.

K6.6.2.12 Detailing of Shear Reinforcement

K6.6.2.12.1 Types

The types of reinforcement that may be used are morerestricted in this clause than in some other codes. Bentup bars are not allowed because of difficulties inanchorage and the likelihood of the concrete splitting inthe plane of the bends (Leonhardt 1971). Inclinedstirrups have not been included as they are not used inpractice and some difficulties can be encountered inensuring they are maintained at the correct angle inconstruction.

Welded wire fabric has been strongly recommended byLeonhardt (1971) as a form of shear reinforcement.Rectangular helices can provide a solution to theproblem of anchorage in shallow beams.

K6.6.2.12.2 Spacing

The requirement for maximum spacing remains 0.5D or300 mm. This ensures that a potential failure surfaceintersects one or more stirrups and reduces the concentration of compression forces in the web strut.

K6.6.2.12.3 Extent

This provides in part for possible inaccuracies inanalysis and non typical failure mechanisms as well asconsiderations arising from truss-analogy theory.

K6.6.2.12.4 End Anchorage of Bars

It is essential that shear reinforcement be adequatelyanchored. This states the minimum requirements for thispurpose.

K6.6.2.12.5 End Anchorage of Fabric

See Sub-clause K6.6.2.12.4.

Pembebanan dan penumpuan dengan kedalamanpenuh dengan menyisipkan elemen juga memerlukantulangan gantung.

K6.6.2.12 Pendetailan Tulangan Geser

K6.6.2.12.1 Tipe

Tipe tulangan yang dapat digunakan dalam subbagianini lebih dibatasi dibanding beberapa peraturan lainnya.Tulangan bengkok keatas tidak diperbolehkan karenakesulitan dalam peng-angkeran dan kemungkinankepecahan beton pada bidang yang dibengkokkan(Leonhardt 1971). Sengkang miring belum dimasukkankarena tidak digunakan dan beberapa kesulitan dapatdijumpai dalam menjamin mereka dipelihara pada sudutyang tepat pada pelaksanaan.

Struktur kawat yang dilas sangat direkomendasikan olehLeonhardt (1971) sebagai suatu bentuk dari tulangangeser. Sengkang segi empat dapat memberikanpemecahan masalah pengangkeran pada balok yangpendek.

K6.6.2.12.2 Jarak Antara

Persyaratan jarak maksimum tetap 0.5 D atau 300 mm. Ini menjamin bahwa suatu permukaan yang mungkinruntuh memotong satu atau lebih sengkang danmengurangi konsentrasi gaya tekan pada penguatbadan.

K6.6.2.12.3 Perpanjangan

Ini mengatasi kemungkinan ketidak-tepatan pada analisa dan mekanisme runtuh yang tidak umummaupun pertimbangan yang timbul dari teori analogirangka.

K6.6.2.12.4 Pengangkeran ujung dari tulangan

Adalah penting bahwa tulangan geser harusdiangkerkan dengn cukup. Bagian ini memberikansyarat minimum untuk tujuan ini.

K6.6.2.12.5 Pengangkeran Ujung dari TulanganTersusun

Lihat Sub-bagian K6.6.12.4.

K6 - 45

K6.6.3 STRENGTH OF BEAMS IN TORSION


This Article has been written to include the combinationof shear and torsion where the appropriate shearstrengths without torsion are calculated by Article 6.6.2.


See clause K6.6.2.2.

K6.6.3.3 Torsion Redistribution

The concept behind this clause has been derived from compatibility torsion proposed by Collins and Mitchell(1980) and incorporated in AC1318-83.

In a statically indeterminate structure, where alternativeload paths exist and the torsional strength of a memberis not required for equilibrium (ie compatibility torsion),the torsion stiffness of the members may be disregardedin analysis and torsion may be ignored in design.

However, minimum torsional reinforcement inaccordance with clause 6.6.3.8 must still be provided to avoid serviceability problems.

K6.6.3.4 Torsional Strength Limited by WebCrushing

A simple upper limit, consistent with the shear limit, isplaced on the torsional moment to avoid web crushing.This limit is still conservative. For combined shear andtorsion, a linear interaction is assumed.

In box girders, as well as checking webs for crushingunder combined shear and torsion, top and bottomflanges should be checked for crushing under torsion.

K6.6.3.5 Requirements for TorsionalReinforcement

The terms Tuc and Tus are the strengths of the memberin torsion without any shear force. Likewise, Vuc and Vus,are the strengths of the member in shear without anytorsion. The values are obtained from Article 6.6.2. for Vuc and Vus and from clause 6.6.3.6 for Tus and Tus

K6.6.3 KEKUATAN BALOK TERHADAP PUNTIR

K6.6.3.1 Penggunaan

Artikel ini ditulis untuk memasukkan kombinasi geserdan puntir dimana kekuatan geser yang cukup tanpapuntir dihitung dengan Artikel 6.6.2.


Lihat sub-bagian K6.6.2.2.

K6.6.3.3 Redistribusi Puntir

Konsep yang mendasari sub-bagian ini diturunkan daripuntir yang bersesuaian yang diusulkan oleh Collins dan Mitchel 91980) dan digabung dengan ACI 318-83.

Dalam struktur statis tak tentu, dimana garis bebanalternatif berada dan kekuatan puntir elemen tak diperlukan untuk keseimbangan (puntir yangbersesuaian), kekakuan puntir elemen dapat diabaikandalam analisa dan puntir dapat diabaikan dalamperencanaan.

Akan tetapi, tulangan puntir minimum yang sesuai dengan sub-bagian 6.6.3.8 harus tetap diberikan untukmenghindari masalah tingkat layan.

K6.6.3.4 Kekuatan Terhadap Puntir yangDibatasi oleh Hancurnya BagianBadan

Suatu batas atas yang sederhana, konsisten denganbatas geser, diletakkan pada momen puntir untukmenghindari kehancuran badan. Batasan ini tetapkonservatif. Untuk kombinasi geser dan puntir, suatuinteraksi linear dianggap.

Pada kotak gelagar, selain pengecekan untukkehancuran akibat kombinasi geser dan puntir, sayapatas dan bawah seharusnya dicek untuk kehancuranakibat puntir.

K6.6.3.5 Persyaratan untuk Tulangan Puntir

Istilah Tuc dan Tus adalah kekuatan elemen untuk puntirtanpa suatu gaya geser. Juga seperti, Vuc dan Vus,adalah kekuatan elemen untuk geser tanpa puntir. Nilaiini diperoleh dari Artikel 6.6.2 untuk Vuc dan Vus dan darisub-bagian 6.6.3.6 untuk Tuc dan Tus.

K6 - 46

i. Where torsional reinforcement is not required:

The linear interaction given is more conservativethan other theories.

ii. Where torsional reinforcement Is required:

The linear interaction in this clause is a conservative assumption and expresses theconcern that torsional cracking couldsubstantially reduce the contribution of the concrete to the shear strength. Although thiswould occur, there is some doubt about whetherVuc is truly a concrete contribution or an empiricalcorrection. The ACI Code has been far less conservative and even permits significant amountof torsion without any reduction in shear strength.

Note that the implications are that if any torsion ispresent and the shear is such that fitments are required, then Vuc must be taken as zero, asubstantial increase in the shear reinforcement isrequired, and additional reinforcement is need toresist the torsion.

The vertical component of prestress, P„ isincluded in Vuc as contributing to the concretestrength sub-clause 6.6.2.8.2. Although the concretecontribution Vuc is taken as zero, P, is consideredto act and is included in the formula as contributing to the reinforcement contribution.

K6.6.3.6 Torsional Strength of a Beam

i. Without closed ties: (Lampert 1971; Lampert & Collins 1972) The torsional strength of a concretebeam without torsional reinforcement is largelyrelated to a maximum principal tensile stressfailure of the concrete, with the stress beingdetermined more accurately by the plastic stressdistribution than the elastic. The Code has asimplified version of the torsional modulus(eg.0.4 x2y for a rectangular section). The lastterm in the formula allows for the influence of prestress on the maximum principle stress.

ii. With dosed ties: The method given is a variableangle truss formulation with the value of B, to restricted to the values given. For further details,see Walsh (1984).

K6.6.3.7 Longitudinal TorsionalReinforcement

The expressions given in this Article are once againobtained from variable angle truss formulation

i. Bila tulangan puntir tak dperlu kan

Interaksi linear yang diberikan lebih konservatifdibanding teori lainnya.

ii. Bile tulargen puntir diperlukan

Interkasi linear dalam sub-bagian ini adalahsuatu anggapan konservatif dan menunjukkankekhawatiran bahwa retak puntir dapatmengurangi kontribusi beton terhadap kekuatangeser. Meskipun hal ini akan terjadi, adabeberapa keraguan tentang apakah Vuc adalahsemata-mata kontribusi beton atau suatu koreksiempiris. ACI Code jauh kurang konservatif dan bahkan mengijinkan jumlah yang berarti daripuntir tanpa suatu pengurangan pada kekuatangeser.

Perhatikan bahwa pengaruh sampingannyaadalah bahwa bila puntir berada dan geseradalah sedemikian hingga diperlukan sengkang,maka Vuc harus diambil nol, penambahan yangberarti pada tulang geser diperlukan, dantulangan tambahan diperlukan untuk menahanpuntir.

Komponen vertikal pra-tegangan, P,, dimasukkandalam Vuc sebagai kontribusi untuk kekuatanbeton yang diberikan pada subbagian 6.6.2.8.2.Meskipun kontribusi beton Vuc diambil nol, P, dipertimbangkan bekerja dan dimasukkankedalam rumus sebagai penyokong kontribusitulangan.

K6.6.3.6 Kekuatan Puntir Balok

i. Tanpa pengikat yang rapat: (L a m p e r t 1971;Lampert & Collins 1972) Kekuatan puntir daribalok beton tanpa tulangan puntir sangatberhubungan dengan kegagalan tegangan tarik prinsipal maksimum beton, dengan teganganditetapkan lebihtepat dengan distribusi teganganplastis daripada elastis. Peraturan ini memilikiversi yang disederhanakan dari modulus puntir(0.4 x2y untuk penampang segi empat). Bagianterakhir dari r unus mengijinkan untuk pengaruhprategangan pada tegangan prinsipalmaksimum.

ii. Dengan pengikat yang rapat: Metode yangdiberikan adalah formulasi rangka dengan sudutbervariasi dengan nilai 6, untuk membatasi nilaiyang diberikan. Untuk detail lebih lanjut lihatWalsh (1984).

K6.6.3.7 Tulangan Puntir Memanjang

Pernyataan yang diberikan pada Artikel ini sekali lagidiperoleh dari formulasi rangka sudut variabel.

K6 - 47

(Collins and Mitchell 1980, Walsh 1984).

K6.6.3.8 Minimum Torsional Reinforcement

The minimum torsional reinforcement consists of bothclosed ties and longitudinal reinforcement placed at thecorners of the ties.

K6.6.3.9 Detailing of Torsional Reinforcement

These detailing provisions are similar to those used inthe NAASRA Code (1976). In larger members such asbox girders it is not practical to have single tiescompletely around the box section.

It is adequate to overlap the reinforcement from the flanges and webs at the intersecting corners to give acomplete loop, provided all reinforcement is fullyanchored beyond the intersection point.

Alternatively the reinforcement can be anchored by cogsaround corner longitudinal bars with the legs of the cogsdeflected into the concrete away from the outer face andterminated clear of the layer of outer face reinforcement.

K6.6.3.10 Concrete Details

Use of fillets on sharp re-entrant corners may helpreduce spalling at ultimate conditions.

K6.6.4 LONGITUDINAL SHEAR IN BEAMS


This Article covers the design for interface shear incomposite concrete flexural members and also therequirements for transverse reinforcement in the flangesof T and L beams. The approach adopted follows closelythe FIP (1982).



K6.6.4.3 Design Shear Force

The longitudinal shear force per unit length along ashear plane can be related directly to the vertical shearforce V* and the level arm dct between the tensile andcompressive forces resulting from the

(Collins and Mitchell 1980, Walsh 1984).

K6.6.3.8 Tulangan Puntir Minimum

Tulangan puntir minimum terdiri dari kedua pengikatyang rapat dan tulangan memanjang ditempatkan padaujung pengikat.

K6.6.3.9 Pendetailan Tulangan Puntir

Kelengkapan pendetailan ini mirip dengan yangdigunakan pada NAASRA Code (1976). Pada elemenyang lebih besar seperti gelagar boks tidak praktis untukmemiliki pengikat tunggal secara penuh disekitarpotongan boks.

Adalah memadai untuk melebihkan tulangan dari sayapdan badan pada sudut yang berpotongan untukmemberikan bengkokan yang sempurna, dengan syaratsemua tulangan diangkerkan dengan penuh diluar titikperpotongan.

Cara lain, tulangan dapat diangkerkan dengan gerigisekitar tulangan memanjang disudut dengan kaki darigerigi dibengkokkan kedalam beton jauh daripermukaan luar dari gerigi dibengkokkan kedalam betonjauh dari permukaan luar dan diakhiri bebas dari lapisantulangan bagian luar.

K6.6.3.10 Pendetailan Beton

Penggunaan sirip pada sudut balik yang tajam dapatmenolong mengurangi belah pada kondisi ultimate.

K6.6.4 GESER MEMANJANG PADA BALOK

K6.6.4.1 Penggunaan

Artikel ini meliputi perencanaan untuk geser padapertemuan permukaan elemen lentur beton komposituntuk tulangan melintang disayap balok T dan L.Pendekatan yang diambil mengikuti FIP (1982).


Lihat bagian K6.6.2.2.

K6.6.4.3 Gaya Geser Rencana

Gaya geser memanjang per unit panjang sepanjangbidanga geser dapat secara langsung dihubungkandengan gaya geser vertikal V* dan lengan momen dctantara gaya tarik dan tekan yang dihasilkan momen

K6 - 48

bending moment. For moment equilibrium :

V*-a = (Fc1 - c) dct = (Fn t1 - Ft)dct

where:

a = length of free body(Fc1 - Fc) = out of balance compression force(F t1 - Ft) = out of balance tension force dct = distance between the centroids of the

tension and compression forces

and for horizontal equilibrium along a shear planethrough the web :

V* = Fc1 - Fc = Fn t1 - Ft

dct a a

For shear planes through the flanges, only a portion of the out of balance compression force (or tension force)has to be transmitted across the shear plane, thisproportion being directly related to the area incompression A, (or tension) outstanding beyond theshear plane to the total area A2 in compression (ortension). Hence the shear force across this plane is :

V* = A1dct A2

For the purpose of this article, the design longitudinallshear force acting on the shear plane is taken as V dcthence eliminating the need to calculate the lever arm dct.The longitudinal shear strength Vur in clause 6.6.4.4 isexpressed in a similar manner such that V* or V*A1/A2

can be directly compared to the design strength K V *RC uf

K6.6.4.4 Design Shear Strength

The formula for design strength is composed of twoparts, a strength related to the amount and yieldstrength of the transverse steel crossing the shearplane; and a strength related to the indirect tensile strength of the concrete.

K6.6.4.5 Shear Plane Surface Coefficients

The coefficients b4 and b5 account for the surface condition at the shear plane. The coefficient b4 is closelyrelated to the coefficient of friction for the shear planeand b5 accounts for concrete related factors, such asaggregate interlock, which are sensitive to changes inthe surface condition. The values have been obtainedfrom an extensive test program (FIP 1982).

lentur. Untuk keseimbangan momen :

V*-a = (Fc1 - c) dct = (Fn t1 - Ft)dct

dengan:

a = paniang dari bagian bebas(Fc1 -Fc) = gaya tekan yang tak seimbang(F t1 - Ft) = gaya tarik yang tak seimbang dct = jarak antara pusat gaya tarik dan

tekan

dan untuk keseimbangan horisontal sepanjang bidanggeser melalui badan :

V* = Fc1 - Fc = Fn t1 - Ftdct a a

Untuk bidang geser yang melalui sayap, hanyasebagian dari gaya tekan yang tak seimbang (atau gayatarik) yang harus dipindahkan sepanjang bidang geser,proporsinya secara langsung dihubungkan terhadap area didaerah tekan A, (atau tarik banding bidang geserarea total A2 pada tekan (atau tarik). Karena itu gayageser melalui bidang ini adalah :

V* = A1dct A2

Untuk tujuan artikel in, gaya geser memanjang rencana yang bekeria pada bidang geser diambil sebagai V dct,sehingga menghilangkan keperluan untuk menghitunglengan momen dct. Kekuatan geser memaniang V,, padasub-bagian 6.6.4.4 diekspresikan dalam cara yangserupa sehingga V* atau V*A1/A2 dapat secara langsung

dibandingkan dengan kekuatan rencana K V .RC

*uf

K6.6.4.4 Kekuatan Geser Rencana

Formula untuk kekuatan rencana terdiri dari 2 bagian,suatu kekuatan berhubungan dengan jumlah dankekuatan leleh dari baia melintang melalui bidang geser;dan suatu kekuatan berhubungan dengan kekuatanregangan yang tak langsung dari beton.

K6.6.4.5 Koefisien Permukaan Bidang Geser

Koefisien b4 dan b5 memperhitungkan kondisipermukaan pada bidang geser. Koefisien b, dihubungkan secara dekat dengan gesekan untukbidang geser dan b5 memperhitungkan faktor yangberhubungan dengan beton, seperti saling mengunciagregat, yang mana sangat peka terhadap perubahan pada kondisi permukaan. Nilai mereka diperolah dariprogram penguiian yang ekstensif (FIP 1982).

K6 - 49

K6.6.4.6 Shear Plane Reinforcement

The minimum requirements are identical to thoserequired for conventional vertical shear reinforcementgiven in clause 6.6.2. except that Asy.min is the area ofshear reinforcement at a spacing, s, that crosses theshear plane. This reinforcement must be anchored bothsides of the shear plane to develop its full yield strength.

Where conventional shear reinforcement, as provided inclause 6.6.2.9, also crosses a shear plane, it can becounted as shear plane reinforcement for the purpose ofdetermining the design strength in accordance withclause 6.6.4.4.

K6.6.4.7 Minimum Thickness of StructuralComponents

This clause is particularly important for toppings. Thintoppings require careful curing and variations inthickness should be minimised.

K6.6.5 DEFLECTION OF BEAMS

For all types of deflection calculations, a likely range of deflections should be produced which takes someaccount of the variability of the many parameters whichaffect deflections. The complexity of the calculationsshould be related to the importance of the deflections tothe structure. However, very complex calculations mayin some cases demonstrate only that a large range ofdeflections is possible, but any range so calculatedcould still fall within acceptable bounds for serviceability.

The loading, both in magnitude and time of applicationand duration, is highly variable. The effects of creep andshrinkage and early age cracking are also difficult topredict. Moreover, the approach of making aconservative assessment of each of these parameterscan lead to a overly conservative design. To designeffectively for serviceability, the designer must have anunderstanding of the non linear behaviour of concretestructures.

K6.6.5.1 General

Span to depth rations are given as a guide to reduce thelikelihood of excessive deflections of beams. However,the use of these ratios without a critical assessment ofthe variables used may not eliminate serviceabilityproblems.

K6.6.4.6 Penulangan Bidang Geser

Persyaratan minimum identik dengan yang dibutuhkanuntuk tulangan geser vertikal konvensional yangdiberikan pada sub-bagian 6.6.2, kecuali bahwa Asy.minadalah area tulangan geser pada suatu jarak, s, yangmelintang bidang geser. Tulangan ini harus diangkerkanpada kedua sisi bidang geser untuk mengembangkankekuatan leleh penuhnya.

Bila tulangan geser konvensional, seperti yang diberikanpada sub-bagian 6.6.2.9, juga melintang suatu bidanggeser, itu bisa diperhitungkan sebagai tulangan bidanggeser dalam menetapkan kekuatan rencana sesuaidengan sub-bagian 6.6.4.4.

K6.6.4.7 Ketebalan Minimum dari KomponenStruktural

Sub-bagian ini secara khusus penting untuk penutup.Penutup yang tipis membutuhkan perawatan yang hati-hati dan variasi pada ketebalan seharusnya ditekan.

K6.6.5 LENDUTAN DARI BALOK

Untuk semua tipe perhitungan lendutan, bataskemungkinan lendutan seharusnya dihasilkan denganmemperhitungkan variasi parameter yangmempengaruhi lendutan. Kerumitan perhitunganseharusnya dihubungkan terhadap kepentingan lendutan bagi struktur. Akan tetapi perhitungan yangsangat rumit dalam beberapa kasus hanya dapatmenunjukkan bahwa suatu interval penurunan yangbesar mungkin terjadi, tapi suatu interval yang begitudihitung dapat tetap jatuh dalam batas yang dapatditerima untuk tingkat layan.

Beban, besaran dan waktu pemberian dan lamanya,sangat beragam. Pengaruh rangkak dan susut dan retakpada umur awal juga susah untuk diperkirakan. Apalagi,pendekatan dalam membuat suatu penyelidikan yangkonservatif dari masing-masing parameter dapatmenuntun ke perencanaan yang sangat konservatif.Untuk merencanakan secara efektif untuk tingkat layan,perencana harus memiliki pengertian perilaku non-lineardari struktur beton.

K6.6.5.1 Umum

Perbandingan bentang terhadap tebal diberikan sebagaiarahan untuk mengurangi kemungkinan penurunanbalok yang berlebih. Akan tetapi, penggunaanperbandingan itu tanpa pertimbangan yang kritisterhadap variabel yang digunakan tidak dapatmenghilangkan problem tingkat layan.

K6 - 50

K6.6.5.2 Beam Deflection by RefinedCalculation

This clause is intended to provide for top tier methodsbased on estimated creep and shrinkage properties andthe integration of curvatures to obtain the deflection. TheDesign Engineer is free to choose suitable procedures.

i. Shrinkage and creep properties of concrete:

The effect of environmental influences on creepand shrinkage is often difficult to predict.However, guidance is given in Subsection 6.4as to the expected shrinkage and creepproperties of concrete for a range of environmental conditions (Warner 1973 and1978; Wyche 1984).

ii. Expected load history:

The loading used in the analysis should receivecareful consideration.

An aspect of the loading that must beconsidered is the history or time sequence of loads. For the purpose of calculating the extentof cracking, and hence tension stiffevening,construction loading and early temperature andshrinkage stresses may be important. Ingeneral, the earlier the structure is loaded thegreater will be the long term deflection.

Two other load history factors which influencethe deflection are the duration of the load andthe age at first loading. Simple assumptionshere may lead to very conservative results.

iii. Cracking and tension stiffening:

Cracking of reinforced and partially prestressedconcrete reduces the stiffness of the section.However, the onset and extent of cracking isdifficult to predict. Construction loads may be applied on flexural members at a time when theconcrete strength is below design requirementsand cracking may result. In the application ofthe design methods, it is thereforerecommended that unless better informationexists, the effective moment of inertia should bebased on the assumption that the member has been loaded to its maximum short-term serviceload or design construction load, whichever is greater.

There is also the possibility that significantcracking may be caused by factors that are notload dependent such as shrinkage andtemperature. Severe cracking problems

K6.6.5.2 Penurunan Balok denganPerhitungan yang Lebih Teliti

Sub-bagian ini dimaksudkan untuk memberikan metodepengikat atas yang didasarkan pada sifat susut danrangkak yang diperkirakan dan pengintegrasianlengkungan untuk memperoleh lendutan. Perencanabebas untuk memilih prosedur yang sesuai.

i. Sifat susut dan rangkak baton

Pengaruh akibat lingkungan pada rangkak dan susutseringkali sulit untuk memperkirakan. Akan tetapiarahan diberikan pada sub-bagian 6.4 sebagai untuksifat susut dan rangkak beton yang diharapkan untuksuatu batas antara kondisi lingkungan (Warner 1973dan 1978; Wyche 1984).

ii. Sejarah beban yang diharapkan

Pembebanan yang digunakan dalam analisaseharusnya mendapatkan pertimbangan yang hati-hati.

Suatu aspek dari pembebanan yang harusdipertimbangkan adalah sejarah urutan waktu daribeban. Untuk maksud perhitungan perluasan retak, dan karena itu pengkakuan tarik, pembebanan pelaksanaandan tekanan temperatur dan susut awal dapat menjadipenting. Secara umum, lebih awal struktur dibebaniakan lebih besar penurunan jangka panjangnya.

Dua faktor sejarah beban lainnya yang mempengaruhilendutan adalah lamanya pembebanan dan umurpertama kali dibebani. Disini asumsi sederhana dapatmenuntun kepada hasil yang sangat konservatif.

iii. Kekakuan tank dan keretakan

Keretakan beton bertulang dan pratekan partialmengwangi kekakuan dari potongan. Akan tetapi, awaldan perluasan retak sulit untuk diramalkan. Bebanpelaksanaan dapat diberikan pada elemen lentur pada saat kekuatan baton dibawah persyaratan rencana dankeretakan dapat terjadi. Karena itu dalam penggunaanmetode perencanaan, direkomendasikan bahwa bila tidak ada informasi yang lebih baik, momen inertiaefektif seharusnya didasarkan pada anggapan bahwaelemen dibebani terhadap beban layan jangka pendekmaksimum atau beban pelaksanaan rencana bilamanalebih besar.

Juga ada kemungkinan bahwa retak yang berarti dapatdisebabkan oleh faktor yang tak tergantung bebanseperti susut dan temperatur. Problem retak beratyang

K6 - 51

caused by excessive early shrinkageassociated with in adequate curing and rapiddrying have been observed even where thelaboratory tests showed that the concrete didnot have a high ultimate shrinkage. In thedesign process, it is recommended that dueallowance be made for shrinkage, particularlyfor lightly reinforced sections which wouldotherwise be uncracked at service loads.

Tension stiffening is the phenomenon whereby theconcrete between cracks contributes significantly to thestiffness of the section and any model for reinforcedconcrete must allow for this effect. (Bridge and Smith1982; Clark and Spiers 1978; Gilbert and Warner 1978;Wyche 1984).

Other secondary factors influencing deflection havebeen discussed by Beeby (1970). These are related topartial fixity of nominally simply supported members,increase in modulus of elasticity over calculated values,and similar effects.

K6.6.5.3 Beam Deflection by Simplifie d Calculation

K6.6.5.3.1 Immediate Deflection

The simplified rules for calculating deflections followsthe Branson equation for effective second moment ofarea. (Branson 1968).

Below the cracking moment, the gross transformedsection properties govern the deflection, and forsimplicity, the Code permits use of the gross concretesection properties in this range. For moments greaterthan the cracking moment, an empirical transition for lefis given by the Branson equation, where lef approacheslcr as the service moment increases.

Conveniently, the Branson formula may conservativelybe used for partially prestressed concrete (Warmer1978). The extra stiffness of this form of construction isreflected in the higher cracking moment.

The value of I lef used in this sub-clause should relate tothe section of the member that most influences thedeflections.

A further problem exists with the value of Ms to be usedin the calculation of lef. In the simple laboratory tests onwhich this formula was based, Ms represented theservice load at which the deflection was calculated. Inpractice, loads higher than the short-term service loadmay have been encountered during construction.Consequently, the new clauses specify that Ms be calculated using the

disebabkan oleh susut awal yang berlebihanyang dihubungkan dengan perawatan yang takcukup dan pengeringan yang cepat sudatdiamati, dimana pengujian laboratoriummenunjukkan bahwa beton tidak memiliki susutultimate yang tinggi. Pada prosesperencanaan, disarankan bahwa batas ijindibuat untuk susut terutama pada bagiandengan tulangan ringan meskipun tidak akanretak pada beban layan.

Pengkakuan tarik adalah penomena yang mana betondiantara retak menyokong secara berarti pada kekakuanpotongan dan suatu model untuk beton bertulang harusmemperhitungkan pengaruh ini. (Bridge dan Smith1982; Clark dan Spiers 1978; Gilbert dan Warner 1978;Wyche 1984).

Pengaruh faktor sekunder lainnya yang mempengaruhilendutan sudah didiskusikan oleh Beeby (1970). Ituditujukan untuk kekakuan sebagian dari elemen yangditumpu sederhana secara nominal, penambahanmodulus elastisitas atas nilai yang dihitung danpengaruh yang sama.

K6.6.5.3 Lendutan Balok dengan CaraPerhitungan yang Disederhanakan

K6.6.5.3.1 Lendutan Seketika

Aturan yang disederhanakan untuk menghitunglendutan mengikuti persamaan Branson untuk momenarea kedua efektif. (Branson 1986).

Dibawah momen retak, sifat potongan yangditransformasikan total menyebabkan penurunan, danuntuk penyederhanaan, peraturan ini mengijinkanpenggunaan sifat potongan beton total pada tahap ini.Untuk momen lebih besar dari momen retak, transisiempiris untuk lef diberikan oleh persamaan Branson,dimana lef mendetaki lcr untuk pertambahan momenlayan.

Untuk memudahkan, rumus Branson dapat secarakonservatif digunakan untuk beton pratekan partial(Warmer 1978). Kekakuan lebih dari bentuk kontruksi inidigambarkan dalam momen retak yang lebih besar.

Nilai lef yang digunakan pada sub-bagian ini seharusnyaberhubungan dengan potongan elemen yang paling mempengaruhi penurunan.

Masalah selanjutnya adalah nilai Ms yang harusdigunakan pada perhitungan I lef. Pada pengujianlaboratorim yang sederhana dimana formula ini didasarkan, Ms mewakili beban layan yang dipakai untukmenghitung lendutan. Dalam pelaksanaan, beban yanglebih besar dari beban Iayan jangka pendek dapatditemui selama pelaksanaan. Sebagai akibat, sub-bagian yang baru meng-spesifikasikan

K6 - 52

short-term service load or design construction loadwhich ever is greater.

It seems prudent to make some allowance for restrained shrinkage on the cracking moment. This allowanceobviates the inconsistency of lightly reinforced sectionsbeing regarded as uncracked for deflections, whereasthe combination of flexural and shrinkage stresses couldinduce cracking, thus significantly reducing the stiffnessof such sections.

For heavily reinforced sections the problem is not sosignificant, as the service loads are usually well inexcess of the cracking load and the cracked stiffness iscloser to the gross stiffness. Therefore for lightlyreinforced sections, some allowance should be made forshrinkage on the cracking moment. This approach maybe conservative as an allowance for shrinkage is alreadyincluded in the long term deflection multiplier. However,experience has indicated initial cracking may be a moreserious problem than would have been encountered inlaboratory tests. Thus an upper limit on lef of 0.6 I isrecommended for lightly reinforced sections (Gilbert 1983).

K6.6.5.3.2 Long-term Deflection for BeamsUncracked Under Permanent Loads

The sub-clause applies primarily to prestressed concretebeams. Long term deflections are calculated fromshrinkage effects and from creep of the concrete underpermanent loads. Changes in permanent loads, time ofchange and duration of loads will affect the long-termdeflection and have to be taken into account whendetermining the creep coefficients.

K6.6.5.3.3 Multiplier Method for longterm Deflectionfor Beams Cracked Under PermanentLoads

This sub-clause applies primarily to reinforced beams.The long-term deflection multiplier for creep andshrinkage in a reinforced beam, kca is derived fromlaboratory tests which cannot take account of thevariable conditions to which the structures are exposedin service. The simple multiplier technique should,therefore, only be seen as an approximate predictor offinal deflection and not as a complete guide to actualbehaviour.

For partially prestressed beams this multiplier methodshould be used with caution as shrinkage and creep canhave a large effect on the deflection.

bahwa Ms dihitung menggunakan beban layan jangkapendek atau beban pelaksanaan rencana manapunyang lebih besar.

Ternyata perlu untuk membuat beberapa batasan untuksusut tertahan pada momen retak. Batasan inimenghilangkan ketidak konsisten potongan bertulanganringan yang dipertimbangkan sebagai tidak retak padalendutan, yang mana kombinasi tegangan lentur dansusut dapat menyebabkan retak sehingga mengurangikekakuan yang berarti pada potongan yang demikian.

Untuk potongon bertulangan berat masalah ini tidakterlalu berarti, karena beban layan biasanya cukupuntuk beban retak yang berlebih dan kekakuan retakIebih dekat kekakuan keseluruhan. Karena itu untukpotongan bertulangan ringan, beberapa batasanseharusnya dibuat untuk susut pada momen retak.Pendekatan ini mungkin konservatif karena batasanuntuk susut sudah termasuk dalam pengali lendutanjangka panjang. Akan tetapi, pengalaman menunjukanretak awal dapat menjadi masalah lebih serius dari yangdijumpai pada pengujian laboratorium. Karena itu suatubatas atas lef sebesar 0.6 I disarankan untuk potongan bertulangan ringan (Gilbert 1983).

K6.6.5.3.2 Lendutan Jangka Panjang untuk BalokTidak Retak pada Beban Tetap

Sub-bagian ini berlaku terutama pada balok betonpratekan. Lendutan jangka panjang dihitung daripengaruh susut dan rangkak beton pada beban tetap.Perubahan pada beban tetap, perubahan waktu danlama pembebanan akan mempengaruhi lendutan jangkapanjang dan harus diperhitungkan saat menetapkankoefisien susut.

K6.6.5.3.3 Metoda Pengali untuk Lendutan JangkaPanjang dari Balok Retak pada BebanTetap

Sub-bagian ini berlaku terutama pada balok bertulang.Pengali lendutan jangka panjang untuk rangkak dansusut pada balok bertulang, kca diturunkan daripengujian laboratorium yang tidak memperhitungkankondisi yang beragam dimana struktur diletakkan padapelayanan. Karena itu teknik pengali sederhanaseharusnya hanya terlihat sebagai peramal yangmendekati dari lendutan akhir dan tidak sebagaipengarah yang lengkap terhadap perilaku nyata.

Untuk balok pratekan parsial, metode pengali iniseharusnya digunakan dengan hati-hati karena susutdan rangkak dapat memiliki pengaruh besar padalendutan.

K6 - 53

K6.6.5.4 Deemed to Comply Span-todepth Ratiosfor Reinforced Beams

This is a new approach (41,42) based on a modelproposed by Rangan (43).

The maximum deflection of a beam under the action of auniformly distributed load is usually expressed in theform:

where k2 is the appropriate deflection constant derivedfrom elementary principles. For example, for a simplysupported beam k2 is 5/384. For a continuous beam k2depends on the relative stiffness of the spans and onthe loading pattern but for more or less uniform spans,where the loading is reasonably uniform, the values areassumed to be:

k2 = 1/185 in a end span (propped cantilever)

k2 = 1/384 in an interior span (fully fixed ends)

The code permits these values to be used where the liveload does not exceed the dead load and where the ratioof longer to shorter spans does not exceed 1.2. Forother situations, an elastic analysis will produce the require coefficient.

In the above equation, if the effective moment of inertiais replaced by:

then the design form of the equation becomes:

Thus this equation involves no approximations otherthan those implicit in the values selected for k1 and k2.

Values for k2 can be obtained from an elastic analysisas noted above and values of k, can be obtained fromsub-clause 6.6.5.3.1. Thus the accuracy of the estimateof Ls/d given by the equation depends only upon theaccuracy adopted in determining k, and k2. It should benoted that the designer nominates a suitable value of 0for the member.

K6.6.5.4 Anggapan untuk memenuhiperbandingan enters bentang dengantinggi untuk balok bertulang

Ini adalah pendekatan baru (41, 42) yang didasarkanpada model yang diusulkan oleh Rangan (43).

Lendutan maksimum dan suatu balok terhadap aksibeban terbagi rata biasanya diekspresikan dalambentuk:

dimana k2 adalah konstan lendutan yang pantas yangditurunkan dari prinsip dasar. Sebagai contoh, untukbalok yang ditumpu sederhana k2 adalah 5/384. Untukbalok menerus k2 tergantung pada kekakuan relatifbentang dan tipe pembebanan tapi untuk bentang yanglebih kurang seragam, dimana beban mendekatiseragam, nilai ini dianggap menjadi

k2 = 1/185 pada akhir bentang (kantilevertertumpu)

k2 = 1/384 pada tengah bentang (akhir yangterjepit penuh)

Peraturan ini mengijinkan harga diatas digunakan bilabeban hidup tidak melebihi beban mati dan dimanaperbandingan bentang yang lebih panjang terhadapyang lebih pendek tidak melebihi 1.2. Untuk situasilainnya, analisa elastis akan menghasilkan koefisienyang diinginkan.

Pada persamaan diatas, bila momen inersia efektifdiganti dengan:

lalu bentuk rencana persamaan menjadi:

Dengan demikian persamaan ini tidak melibatkanpendekatan selain yang terlihat dalam nilai yang dipilihuntuk k1 dan k2.

Nilai untuk k2 dapat diperoleh dari analisa elastissebagai yang diterangkan diatas dan nilai k1 dapatdiperoleh dari sub-bagian 6.6.5.3.1. Dengan demikianketepatan dari perkiraan Le./d yang diberikan olehpersamaan hanya tergantung dari ketepatan dalammenetapkan k1 dan k2. Harus diperhatikan bahwaperencana mengusulkan nilai A yang tepat untuk suatuelemen.

K6 - 54

K6.6.6 CRACK CONTROL OF BEAMS

The Code only gives specific detailing rules as a meansof controlling cracking in beams. However, thecalculation of crack widths can be used as an alternativeprocedure in controlling cracking. Accepted procedureswould include the Gergely-Lutz formula adopted by theACI 318 Code and the method given in BS 8110 Part 2.

The width of the flexural crack depends primarily onthree factors: the proximity to the point considered ofreinforcing bars perpendicular to the cracks; the surfacestrain at the point; and the proximity of the neutral axisto the point. The Design Engineer should therefore aimto minimise the cover and distance between bars tocontrol flexural crack widths.

It is widely accepted that there is little correlationbetween calculated flexural crack width and durability.There is a stronger correlation between cracking due to0+restraint and shrinkage, and durability.

K6.6.6.1 Crack Control for Flexure inReinforced Beams

This clause is based on the work by Beeby (1970) and details maximum reinforcement spacing as a means oflimiting width of cracks.

K6.6.6.2 Crack Control for Flexure inPrestressed Beams

K6.6.6.2.1 Monolithic Beams

This sub-clause makes provision for both prestressedand partially prestressed beams and includes simplealternatives.

If the tensile stress in the concrete is 0.25 f’c the section is considered uncracked and no further check is needed.

If the stress is above 0.25 f’c then bonded reinforcement,which can include tendons, must be provided near thetensile face. Since crack control is proportional to coverand spacing, the smaller the cover and closer thespacing of such reinforcement the better the control, although the Code provides no specific rule.

Further control of crack widths relies on limiting theconcrete or steel stress. It is considered that a concretetensile stress of 0.5 f’c based on the uncrackedsection, is the lower limit for significant

K6.6.6 PENGENDALIAN RETAK PADABALOK

Peraturan ini hanya memberikan aturan pendetailanyang spesifik sebagai suatu alat untuk mengontrol retakpada balok. Akan tetapi, perhitungan lebar retak dapatdigunakan sebagai prosedur alterantif dalam mengontrolretak. Prosedur yang diterima meliputi rumus Gergely-Lutz yang diambil oleh ACI 318 Code dan metode yangdiberikan dalam BS 8110 Bagian 2.

Lebar retak lentur terutama tergantung pada tiga faktor:kedekatan ke titik yang dipertimbangkan dari tulanganyang tegak lurus terhadap retak; regangan permukaanpada titik itu; kedekatan sumbu netral ketitik itu. Karenaitu perencana seharusnya meminimalkan selimut danjarak antara tulangan untuk mengontrol lebar retaklentur.

Sudah diterima secara luas bahwa lebar retak lentur dankeawetan mempunyai hubungan yang kecil. Retakakibat tahanan dan susut dan keawetan mempunyaihubungan yang kuat.

K6.6.6.1 Pengendalian Retak pada BalokBeton Bertulang yang Terlentur

Sub-bagian ini didasarkan pada kerja Beeby (1970) danmendetailkan jarak tulangan maksimum sebagai alatuntuk membatasi lebar retak

K6.6.6.2 Pengendalian Retak untuk BalokPrategang yang Terlentur

K6.6.6.2.1 Balok Monolitik

Sub-bagian ini memberikan kelengkapan untuk balokpra-tegangan partial dan penuh dan meliputi alternatifsederhana.

Bila tegangan tarik pada beton adalah 0.25 f’c potonganyang dipertimbangkan tidak retak dan tidak perlupengecekan lebih lanjut.

Bila tegangan diatas 0.25 f’c tulangan terlekat yangmeliputi kabel, harus dilengkapi dekat permukaan tarikkarena pengendalian retak sebanding dengan selimutdan jarak, lebih tipis selimut dan lebih dekat jaraktulangan lebih baik pengkontrolan, meskipun Peraturanini tidak memberikan aturan khusus.

Kontrol lebih lanjut lebar retak mengandalkanpembatasan tegangan beton atau tulangan.Dipertimbangkan bahwa suatu tegangan beton 0.5 f’cyang didasarkan pada potongan tak retak

K6 - 55

cracks.

An alternative provision allows for a tress of 200 MParesulting from an increment of moment from thedecompression moment. This requires that thedecompression moment for zero tensile stress becalculated. The steel stress caused by the excess of theservice moment over this decompression moment isthen limited to 200 Mpa. This gives rise to tensile strainsat the level of the steel of 1,000 x 10-8 which requires ahigher level of crack control. This is provided by therequirement that the reinforcement spacing be limited tothat for a nonprestressed beam, thus giving "cover"controlled cracks.

K6.6.6.2.2 Segmental Members at Unrestrained Joints

This sub-clause applies to prestressed segmentalmembers with no unstressed reinforcement across thetensile face of the joint. With no reinforcement todistribute cracks, large crack widths can result at the joints which may affect the integrity of the structure atthe joint and affect shear transfer between segments.

K6.6.6.3 Crack Control in the Side Face ofBeams

Clause 6.2.2.2 provides minimum reinforcement for allconcrete surfaces to limit cracking due to shrinkage andother causes.

K6.6.6.4 Crack Control at Openings andDiscontinuities

Openings and discontinuities can be the cause of stressconcentrations that may result in diagonal cracksemanating from re-entrant corners. Often, only nominalreinforcement will be needed. A suitable method of estimating the size of the bars is to postulate a possiblecrack and to provide reinforcement at least equivalent tothe area of the crack multiplied by the tensile strength ofthe concrete. (Beeby 1970).

Openings in the shear zone of beams should be treatedwith caution, as any contribution by the concrete to theshear capacity may be considered dubious if openingsexist. Some guidance for reinforcement patterns may be found from the force patterns of the truss analogy.

adalah batasan bawah untuk retak yang berarti.

Kelengkapan alternatif mengijinkan untuk suatutegangan 200 MPa yang dihasilkan dari pertambahan momen dari momen dekompresi. Itu memerlukan bahwamomen dekompresi untuk tegangan tarik nol harusdihitung. Tegangan baja yang disebabkan olehkelebihan momen dekompresi lalu dibatasi sampai 200MPa. ini menaikkan regangan tarik baja sampai suatutingkat 1,000 x 10'° yang memerlukan suatu tingkatpengendalian retak yang lebih tinggi. Ini dilengkapidengan persyaratan bahwa jarak tulangan harusdibatasi seperti pada balok tanpa pra-tegang, dengandemikian memberikan retak yang dikontrol selimut.

K6.6.6.2.2 Unsur Segmental pada Hubungan TidakTertahan

Sub-bagian ini berlaku untuk elemen segmentalprategang dengan tanpa tulangan tak ditegangkanmelalui permukaan tarik dari hubungan. Dengan tidakadanya tulangan untuk mendistribusikan retak, lebarretak yang lebih besar dapat terjadi pada hubunganyang mana dapat mempengaruhi kesatuan dari strukturpada hubungan dan mempengaruhi perpindahan geserantara segmen.

K6.6.6.3 Pengendalian Retak pada Muka Sisidari Balok

Sub-bagian 6.2.2.2 memberikan tulangan minimumuntuk semua permukaan beton untuk membatasi retakakibat susut dan sebab lainnya.

K6.6.6.4 Pengendalian Retak pada Bukaandan Diskontinuitas

Bukaan dan diskontinuitas dapat menyebabkankonsentrasi tegangan yang dapat menimbulkan retakdiagonal yang mulai dari sudut masuk. Seringkali hanyatulangan nominal yang diperlukan. Metode yang tepatuntuk memperkirakan ukurang tulangan adalah untukmenahan kemungkinan retak dan untuk memberikantulangan sedikitnya ekuivalen dengan area retak dikalidengan kekuatan tank beton (Beeby 1970).

Bukaan pada daerah geser pada balok seharusnyadiperlalukan dengan hati-hati, karena suatu sokongandari beton kepada kapasitas geser dapatdipertimbangkan meragukan bila ada retak. Beberapaarahan untuk model tulangan dapat didapat dari modelgaya dari analogi rangka.

K6 - 56

K6.7 DESIGN OF SLABS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY

K6.7.1 STRENGTH OF SLABS IN BENDING

K6.7.1.1 General

As most slabs bridge design are considered as onewayslabs the clauses are generally limited to provisions for one-way slab design.

K6.7.1.2 Minimum Thickness of Deck Slabs

The minimum thickness requirements are specified toguard against failure under excessively heavy wheellevels. Experience in Indonesia suggests that slabs lessthan 200 mm are likely to be damaged by such loads,inspective of the amount of reinforcement provided.

Where the span of the slab is greater than 2.5 m, it is desirable to limit the span to depth ratio to a maximumof about 16 to control live load deflection and vibrations.

K6.7.1.3 Minimum Reinforcement

Shrinkage effects in slabs are difficult to predict becauseof the wide variety of construction conditions which mayintroduce unforeseen restraints. The minimumreinforcement requirements are intended to control thecracking that will be caused by these effects. Slabs supported by columns are considered particularlysusceptible to shrinkage cracking because of thecomplex state of stress in the support regions.

Provisions are given for two way slabs because of thebeneficial effect of the higher amount of transverse reinforcement.

K6.7.1.4 Distribution Reinforcement for Slabs

Distribution reinforcement is required in all slabs fordistribution of concentrated loads. If detailed analysis isnot carried out the amount of reinforcement to be usedis stated as a percentage of the main reinforcementarea. These values are taken from NAASRA (1976) andare almost identical to AASHTO (1989).

K6.7 PERENCANAAN PELATLANTAI UNTUK KEKUATANDAN DAYA LAYAN

K6.7.1 KEKUATAN PELAT LANTAITERLENTUR

K6.7.1.1 Umum

Karena sebagian besar perencanaan pelat Iantaijembatan dipertimbangkan sebagai pelat satu arah, sub-bagian ini secara umum dibatasi untuk kelengkapanperencanaan pelat satu arah.

K6.7.1.2 Tebal Minimum Pelat Lantai

Persyaratan ketebalan minimum dispesifikasikan untukmembantu terhadap kegagalan akibat tingkat kendaraanberat yang berlebihan. Dari pengalamanan di Indonesia,ketebalan pelat kurang dari 200 mm denganpenyelidikan tulangan yang diberikan, mempunyaikecenderungan untuk rusak akibat beban yangdemikian.

Pada bentang lebih dari 2.5 m, lebih baik membatasiperbandingan bentang terhadap ketebalan maksimum16 untuk mengkontrol lendutan dan getaran bebanhidup.

K6.7.1.3 Tulangan Minimum

Pengaruh susut pada pelat sulit untuk diramalkankarena variasi yang besar dari kondisi pelaksanaan,yang mana dapat memberikan tahanan yang takdiperkirakan. Persyaratan tulangan minimumdimaksudkan untuk mengkontrol retak yang dapatdisebabkan oleh pengaruh diatas. Pelat yang ditumpuoleh kolom dipertimbangkan sangat peka terhadap retaksusut karena keadaan tegangan yang rumit didaerahtumpuan.

Kelengkapan diberikan untuk dua arah karena pengaruhyang menguntungkan dari jumlah tulangan melintang yang besar.

K6.7.1.4 Penyebaran Tulangan untuk PelatLantai

Tulangan menyebar dibutuhkan pada semua pelat untukmenyebarkan beban terpusat. Bila perencanaan detailtidak dilakukan, jumlah tulangan yang harus digunakandinyatakan sebagai persentasi luas tulangan utama.Nilai itu diambil dari NAASRA (1976) dan hampir samadengan AASTHO (1988).

K6 - 57

K6.7.1.5 Edge Stiffening

At an edge or end of a slab, distribution of loads isrestricted by the discontinuity of the slab. Hence theedge or end of the slab has to carry a moreconcentrated load than the slab section away from theedges, and an edge beam or diaphragm provides theadditional strength required.

K6.7.2 STRENGTH OF SLABS IN SHEAR

K6.7.2.1 General

The definitions given hare are related to buildingconstruction. However, such details may occur incomplex bridges, so they are included for completeness.


Shear failure can occur in two difference modes.

i. A slab could act as a wide beam and fail inbeam-type shear.

ii. A slab could fail by "punching" type shear along atruncated cone or pyramid around the support or loaded area. In this mode of failure, the extent ofbending moment transferred from the slab to thesupport has an influence on the design.

K6.7.2.3 Ultimate Shear Strength where M *v is

zero

In most bridge designs, moments are not transferredfrom slabs directly to the supports, and hence formulaeare given in this clause for these cases.

i. The formula has been adopted from the ACI 318-83 and assumes shear stresses are distributeduniformly around a critical perimeter and thatfailure occurs when these stresses reach a value equal to:

( fcv + 0.3 cp )

ii. Where shear reinforcement or a shear head isprovided so that shear failure will not occur withinthe shear head or the reinforced area. the value offcv is taken as 0.5 fcv . The upper limit on Vuo inthis case avoids crushing failure.

K6.7.1.5 Pengaku Bagian Tepi

Pada tepi atau akhir suatu pelat, penyebaran bebandibatasi oleh ketidak-menerusan pelat. Karena itu tepiatau akhir dari pelat memikul beban terpusat yang lebihdibanding potongan pelat yang jauh dari tepi, dan baloktepi atau diafragma memberikan kekuatan tambahanyang diinginkan.

K6.7.2 KEKUATAN PELAT LANTAITERHADAP GESER

K6.7.2.1 Umum

Batasan yang diberikan disini berhubungan dengan bangunan gedung. Akan tetapi, detail yang demikiandapat terjadi pada jembatan yang rumit, dengandemikian dimasukkan untuk kelengkapan.

K6.7.2.2 Penerapan

Kegagalan geser dapat terjadi dalam dua bentuk

i. Suatu pelat dapat berlaku sebagai balok luas dangagal dalam geser tipe balok.

ii. Suatu pelat dapat gagal dengan geser tipe ponssepanjang kerucut terpancung atau piramidsekitar daerah tumpuan atau daerah yangdibebani. Dalam bentuk kegagalan ini, besarnyamomen lentur yang dipindahkan dari pelat ke tumpuan mempunyai dampak padaperencanaan.

K6.7.2.3 Kekuatan Geser Ultimate Dimana Madalah Nol

*v

Umumnya pada perencanaan jembatan, momen padapelat tidak langsung dipindahkarr ketumpuan, karena iturumus pada sub-bagian ini diberikan untuk kasus yangdemikian.

i. Rumus diambil dari ACI 318-83 danmenganggap tegangan geser disebarkanseragam sekitar keliling kritis dan bahwakegagalan terjadi bila tegangan itu mencapaisuatu nilai yang sama dengan

( fcv + 0.3 cp )

ii. Dimana tulangan geser atau kepala geserdilengkapi sehingga kegagalan geser tidak akanterjadi pada kepala geser atau daerah tulangan,nilai fcv diambil 0.5 fcv Batasan atas Vuo dalamkasus ini menghindari kegagalan hancur.

K6 - 58

K6.7.2.4 Ultimate Shear StrengtF where M *v is

not zero

Where the moment transfer to the support is not zero, the "punching" shear strength is given by the formulas inthis Clause. These formula are based or the results obtained from large scale tests conducted at theUniversity of New South Wales (2 to 6). To be consistentwith the model used in the calculation of Vuo it is assumed that the critical section for failure is at a

distance d/2 away from the face of the column. Here M *v

and V* are respectively the bending moment and theshear force transferred to the column centre at thecollapse limit state. The shear force is transferred partlyby V2 at the front face and the remainder by V1 at eachside face. The moment transfer occurs partly as theyield moment, M2, of the slab reinforcement at the frontface of the critical section, some due to the eccentricityof the shear force V2 and the remainder as torsionalmoments T1 at each side face.

At an interior column, transfer of forces also occurs at aback face of the critical section. At a corner column,there is only one side face. At an edge column where

M acts parallel to the edge of the floor, there are frontand back faces and one side face.

*v

A punching shear failure is caused either by the failureof the torsion strip (or the spandrel beam if any) at theside face in combined torsion and shear, or by thefailure of the slab strip at the front face (and the backface, if any) in shear.

The strength of the torsion strip (or the spandrel beam ifany) at the side face in combined torsion and shear ismany times the value calculated for isolated beams (2-6). When subjected to torsion, an isolated beamundergoes an increase in length due to the warping ofthe cross-section and opening of inclined cracks. When such a beam is part of a floor system, the monolithicslab provides considerable resistance to the beamexpansion. The torsion strip at the side face is in asituation similar to a beam in a integrated floor system.The lest conducted at the University of New SouthWales (3,4) showed that, because of the slab restraint,the measure cracking torque of the torsion strip at theside face of the critical section was approximately sixtimes the value obtained for an isolated beam. At failure, the measured strength in combined torsion and shear ofthe torsion strip at the side face which contained closedties was about four times that of a similar isolated beam.These beneficial effects of slab restraint are included inthe strength equations given in this Clause. Thedevelopment of these equations are given in Reference2.

From the failure mechanism discussed above, it must beclear that one of the most important factors that governsthe punching shear strength is how the torsion strip (orthe spandrel beam if any), resists

K6.7.2.4 Kekuatan Geser Ultimate Dimana MTidak Sama Dengan Nol

*v

Dimana pemindahan momen ketumpuan tidak nol,kekuatan geser pons diberikan oleh rumus dalam sub-bagian ini. Rumus itu berdasarkan pada hasil yangdiperoleh dar) pengujian skala besar yangdiselenggarakan di University of New South Wales (2sampai 6). Untuk konsisten dengan model yangdigunakan dalam perhitungan V,,,, dianggap bahwapotongan kritis untuk kegagalan adalah pada jarak d/2

dari permukaan kolom. Disini M dan V* adalah momenlentur dan gaya geser yang dipindahkan ke pusat kolompada keadaaan limit runtuh. Gaya geser dipindahkansebagian oleh V

*v

2 pada muka depan dan sisanya oleh V1pada masing-masing muka sisi. Pemindahan momensebagian terjadi sebagai momen leleh M2 tulangan pelatpada muka depan potongan kristis, sebagian karenaeksentrisitas gaya geser V2 dan sisanya sebagaimomen puntir T1 pada masing-masing muka sisi.

Pada kolom bagian dalam, pemindahan gaya jugaterjadi pada bagian belakang potongan kritis. Padakolom sudut, hanya ada satu muka sisi. Pada kolom sisi

dimana M bekerja sejajar dengan sisi lantai, terdapatmuka depan dan belakang dan satu muka sisi.

*v

Kegagalan geser pons disebabkan oleh kegagalan jalurtorsi (atau balok spandrel bila terdapat) pada muka sisiakibat gabungan puntir dan geser, atau oleh kegagalanjalur pelat pada muka depan (dan bila terdapat mukabelakang) akibat geser.

Kegagalan geser pons disebabkan oleh kegagalan jalurtorsi ( bila terdapat balok spndrel) pada muka sisi akibatgabungan puntir dan geser, atau oleh kegagalan jalurpada muka depan (dan bila terdapat mukabelakang)akibat geser. Kekuatan jalur puntir (atau bilaada balak spandrel) pada muka sisi terhadap gabungangeser dan puntir beberapa kali harga yang dihitunguntuk balok yang dipisah (2-6). Bila ditujukan untukpuntir, balok yang dipisahkan menderita pertambahanpanjang akibat pembengkokan potongan melintang danbukaan retak miring. Bila balok yang demikianmerupakan bagian dari sistem lantai, pelat monolitmemberikan tahanan yang besar terhadappengembangan balok. Lajur puntir pada muka sisiadalah dalam situasi yang sama dengan balok dalamsistem lantai terpadu. Pengujian yang dilakukan diUniversity of New South Wales menunjukkan bahwakarena tahanan pelat, puntir retak yang terukur dari jalurpuntir pada muka sisi potongan kritis mendekati enamkali nilai yang diperoleh untuk balok terpisah.

Pada kegagalan, kekuatan yang diukur terhadapkombinasi puntir dan geser dari jalur puntir pada mukasisi yang mengandung ikatan rapat adalah kira-kiraempat kali kekuatan balok terisolasi yang

K6 - 59

the combined effects of torsion and shear acting on it.Where there are no closed ties in this torsion strip (orthe spandrel beam), the torsion and shear must beresisted by the concrete alone. On the other hand,where the torsion strip (or the spandrel beam) containsclosed ties, the load carrying mechanism and hence thestrength equations are different. Strength equations aretherefore given for four different cases.

The strength equations have been compared with testresults (2). The correlation between the test and thepredicted strengths has been found to be conservativeand significantly influenced by the boundary conditionsof the test specimens.

K6.7.2.5 Minimum Area of Closed Ties

See clause K6.6.3.8

K6.7.2.6 Detailing of Shear Reinforcement

No commentary.

K6.7.3 DEFLECTION OF SLABS

K6.7.3.1 General

A two-tiered approach is adopted for deflection control ofslabs. Deflections may be calculated by refined methodsfor all slabs or by simplified methods for one-way slabs.

K6.7.3.2 Slab Deflection by RefinedCalculation

Methods for the calculation of slab deflection by refinedmethods range from complex, non-linear, finite elementmodels (Gilbert and Warner 1978, Gilbert 1979, Scanlon1984) to more approximate methods (Nilson and Walters 1975: Vanderbilt et al 1963; Rangan 1976).

Account must be taken of two-way action, the timedependent effects of creep and shrinkage, the expectedload history and cracking and tension stiffening. (Seealso clause K6.6.5.2).

sama. Pengaruh yang menguntungkan dari tahan pelatini dimasukkan dalam persamaan yang diberikan dalamsub-bagian ini. Pengembangan persamaan ini diberikandalam acuan 2. Dari mekanisme kegagalan diatas,harus jelas bahwa satu faktor yang terpenting yangmenyebabkan kekuatan geser pons adalah bagaimanjalur (atau bila ada balok spandrel), menahan pengaruhgabungan dari puntir dan geser yang bekerja padanya.Bila tidak ada ikat yang rapat pada jalur puntir ini (ataubalok spandrel), puntir dan geser harus ditahan olehbeton saja. Sebaliknya, dimana jalur puntir (atau balokspandrel) mengandung ikatan rapat, mekanismepemikulan beban dan juga persamaan kekuatan adalahberbeda. Karena itu persamaan kekuatan diberikanuntuk empat kasus yang berbeda.

Persamaan kekuatan sudah dibandingkan dengan hasilpengujian (2). Hubungan antara pengujian dan kekuatanyang diramalkan ditemukan konservatif dan secaraberarti dipengaruhi oleh kondisi batas dari contoh balok.

K6.7.2.5 Was Minimum dari SengkangTertutup

Lihat sub-bagian K6.6.3.8

K6.7.2.6 Detail Tulangan Geser

Tidak memerlukan penjelasan

K6.7.3 LENDUTAN PELAT LANTAI

K6.7.3.1 Umum

Dua pendekatan bertingkat diambil untuk pengendalianlendutan pelat. Lendutan dapat dihitung dengan metodeyang teliti untuk semua pelat atau metode yangdisederhanakan untuk pelat satu arah.

K6.7.3.2 Lendutan Pelat Lantai denganPerhitungan Lebih Teliti

Metode untuk perhitungan lendutan pelat denganmetode yang teliti berkisar dari model finite elementyang rumit dan nonlinear (Gilbert and Warner 1978,Gilbert 1979, Scanlon 1984) sampai metode yang lebihmendekati (Nilson and Walter 1975; Vanderbilt et al1963; Rangan 1976).

Perhatian harus diberikan untuk aksi dua arah,pengaruh ketergantungan terhadap waktu dari susutdan rangkak, sejarah beban yang diharapkan danpengkakuan retak dan tarik (lihat juga sub-bagian K6.6.5.2).

K6 - 60

K6.7.3.3 Slab Deflection by SimplifiedCalculation

One-way slabs can be considered as wide beams and deflections calculated by beam deflection methods ofclause 6.6.5.3.

K6.7.4 CRACK CONTROL OF SLABS

The Code gives only specific detailing rules as a meansof controlling cracking in slabs. However the calculationof crack widths can be used as an alternative procedurein controlling cracking (See also Article K6.6.6).

K6.7.4.1 Crack Control for Flexure inReinforced Slabs

Maximum spacing of reinforcement bars is detailed as ameans of limiting width of cracks.

K6.7.4.2 Crack Control for Flexure inPrestressed Slabs

See clause K6.6.6.2. Note that the limit on increment in steel stress is 150 Mpa for slabs compared with 200Mpa for beams, and reflects the different bond resistance of slab ducts and beam ducts.

Where distribution reinforcement in a prestressed skewslab in placed on the skew, the angle of skew in relationto the direction normal to he main reinforcement shouldbe limited to 30 degrees to avoid concentration ofcracking, unless other measures are provided.

K6.7.4.3 Crack Control for Shrinkage andTemperature Effects

No commentary.

K6.7.4.4 Reinforcement for Restrained Slabs

Where slabs are restrained from expanding and contracting a minimum area of reinforcement is requiredfor crack control.

K6.7.3.3 Lendutan Pelat Lantai dengan CaraPerhitungan yang Disederhanakan

Pelat satu arah dapat dipertimbangkan sebagai baloklebar dan lendutan dihitung dengan metode lendutanbalok pada sub-bagian K6.6.5.3).

K6.7.4 PENGENDALIAN RETAK PADAPELAT LANTAI

Peraturan ini hanya memberikan peraturan pendetailanyang khusus sebagai saran pengendalian retak padapelat. Akan tetapi perhitungan lebar retak dapatdigunakan sebagai prosedur pilihan dalampengendalian retak (Lihat juga Artikel K6.6.6)

K6.7.4.1 Pengendalian Retak Pelat Bertulangyang Terlentur

Jarak tulangan maksimum didetail sebagai sarana untukmembatasi lebar retak.

K6.7.4.2 Pengendalian Retakan Pelat BetonPrategang yang Terlentur

Lihat bagian K6.6.2. Perhatikan bahwa batasantambahan pada tegangan baja adalah 150 MPa untukpelat dibanding dengan 200 MPa untuk balok, danmenggambarkan tahanan lekat yang berbeda dariselongsongan balok.

Bila tulangan penyebar pada suatu pelat menyudutprategang diletakkan menyudut, sudut kemiringandalam hubungan dengan arah yang normal terhadaptulangan utama seharusnya dibatasi sampai 30 derajatuntuk menghindari pemusatan retak, jika tidak adaukuran lain yang diberikan.

K6.7.4.3 Pengendalian Retakan AkibatPengaruh Susut dan Suhu

Tidak memerlukan penjelasan.

K6.7.4.4 Penulangan untuk Pelat Lantai yangTerkekang

Bila pelat dikekang dari pengembangan danpenyusutan. luas tulangan minimum diperlukan untukpengendalian retak.

K6 - 61

K6.7.4.5 Crack Control in the Vicinity of Restraints

Account has to be taken of the stress distribution in thevicinity of restrains. Consideration should be given to strain compatibility to ensure adequate reinforcement isprovided to control cracking.

K6.7.4.6 Crack Control at Openings andDiscontinuities


K6.7.5 LONGITUDINAL SHEAR IN SLABS

See Article K6.6.4

K6.7.4.5 Pengendalian Retakan Disekitar yangTerkekang

Perhatian harus diberikan pada penyebaran tegangandisekitar kekangan. Pertimbangan seharusnya diberikanterhadap kesesuain regangan untuk mmenjamintulangan yang cukup untuk pengendalian retak.

K6.7.4.6 Pengendalian Retakan pada Bukaandan Pelat Tidak Menerus


K6.7.5 GESER MEMANJANG PADA PELAT

Lihat Artikel K.6.6.4.

K6 - 62

K6.8 DESIGN OF COLUMNS AND TENSION MEMBERS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY

K6.8.1 GENERAL


Although compression members (columns) may not be designed by Working Stress Design methods, this doesnot extend to tension members (ties). The behaviour ofconcrete ties is governed by the strength and ductility ofthe steel reinforcement and prestressing stands, so thatlinear elastic methods of design can provide anadequate margin of safety against failure.

For reinforced concrete ties, suitable allowable stressesfor the reinforcing steel are given in clause 6.6.1.4.Prestressed ties should be designed so that no tensionin the concrete is permitted under working loads.

K6.8.1.2 Minimum Bending Moment

The minimum eccentricity concept is used in both CP-110-1972 (11) and ACI 318-83 (3), the value of 0.5Dcoming directly from CP 110. Apart from providing forconstruction tolerances, material variations and the like,the minimum eccentricity is required in the determinationof the strength of an 'axially' loaded member for whichthe end moments are theoretically zero.


Braced columns: For a braced structure the change inoverall geometry (e.g. horizontal deflection of the floors)is negligible and only secondary moments due to lateraldeflection between the ends of columns need beaccounted for.

Short columns: Depending on the column length,distribution of bending moment and level of axial force,there is a considerable range of columns for whichadditional bending moments due to slenderness effectsare negligible and can be taken as zero. These columnsare deemed to be short (see Article 6.8.3).

K6.8 PERENCANAAN KOLOM DAN BAGIAN KOMPONEN TERTARIK UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN

K6.8.1 UMUM


Meskipun komponenyang tertekan (kolom) bisa tidakdirencanakan dengan metode perencanaan tegangankerja, hal ini tidak berlaku untuk komponen tertarik(ikatan). Perilaku ikatan beton ditentukan oleh kekuatandan kelenturan tulangan dan kabel prategangan,sehingga perencanaan metode elastis linear dapatmemberikan tambahan keamanan yang cukup terhadapkegagalan.

Untuk ikatan beton bertulang, tegangan izin yang cocokuntuk tulangan diberikan dalam sub-bagian 6.6.1.4.Ikatan prategang seharusnya direncanakan sehinggatidak ada tarik dalam beton diizinkan akibat beban kerja.

K6.8.1.2 Momen Lentur Minimum

Konsep ekstentrisitas minimum digunakan dalamCP110-1972 (11) dan ACI 318-83 (3), nilai 0.5D diambillangsung dari CP110. Selain memberikan toleransipelaksanaan, variasi material, dll, eksentrisitas minimumdibutuhkan dalam menetapkan kekuatan komponenyang dibebani secara normal dimana secara teoristismomen akhir adalah nol.

K6.8.1.3 Definisi-definisi

Kolom diperkaku : Untuk struktur yang diperkaku,perubahan pada geometri secara keseluruhan (sepertilendutan horizontal lantai) diabaikan dan hanya momensekunder akibat lendutan lateral antara ujung kolomyang perlu diperhitungkan.

Kolom pendek : Tergantung pada panjang kolom,distribusi momen lentur dan level gaya aksial, kolommemiliki batasan yang luas dimana momen lenturtambahan akibat pengaruh kerampingan dapatdiabaikan dan dapat diambil nol. Kolom inidipertimbangkan sebagai kolom pendek (lihat Artikel6.8.3).

K6 - 63


K6.8.2.1 Design Procedure Using LinearElastic Analysis

The majority of framed structures in reinforced andprestressed concrete are analysed by first-order linearelastic analysis. This simply means that the change Ingeometry of the frame under loading is assumed to havea negligible effect on the magnitude and distribution ofaxial forces, shear forces and bending moments. Thiswould be reasonable for the majority of structures constructed.

K6.8.2.2 Design Procedure, IncorporatingSecondary Bending Moments

A second-order elastic analysis in accordance withSection 3 can be carried out to determine the secondarybending moments due to changes in frame geometry.Most second-order analysis are iterative in nature andcan be complex and timeconsuming.

These methods determine the secondary moments atthe ends of the column. Secondary moments arising from the action of the axial force on the lateral deflectionbetween the ends of the column still have to beaccounted for using the moment magnifier, b.

K6.8.2.3 Design Procedure, Using RigorousAnalysis

A rigorous structural analysis is required to take intoaccount all non-linear material properties and nonlineargeometric effects. While such analysis enable the axialforce and bending moment, caused by the design loading for the appropriate limit state, to be determinedfor every section of the column, they are complex innature and suitable computer programs are notgenerally available except for a very limited range ofstructures.

K6.8.3 DESIGN OF SHORT COLUMNS

K6.8.3.1 General

For short columns, no moment magnification due toslenderness is assumed to occur (i.e. = 1 ) and theinteraction diagram defining the strength of a sectionmay be used directly. The majority of reinforced columnsused in current practice will come into this category.Depending on the ratio of

K6.8.2 PROSEDUR PERENCANAAN

K6.8.2.1 Prosedur Perencanaan denganMenggunakan Analisa Elastis Linier

Umumnya struktur portal yang terbuat dari betonbertulang dan prategang dianalisa dengan analisaelastis linear tingkat pertama. IN semata-mata berartibahwa perubahan pada geometri portal akibat bebandianggap memiliki pengaruh yang dapat diabaikanterhadap besar dan distribusi beban aksial, gaya geserdan momen lentur. Hal ini dapat diterima untuk sebagianstruktur yang dibangun.

K6.8.2.2 Prosedur Perencanaan, MomenLentur Sekunder Tergabung

Analisa elastis tingkat kedua yang sesuai dengan seksi3 dapat diselenggarakan untuk menetapkan momenlentur sekunder yang disebabkan oleh perubahangeometri portal. Kebanyakan analisa tingkat keduadasarnya menggunakan metode cobacoba dan dapatmenjadi rumit dan memakan waktu.

Metode diatas menetapkan momen sekunder pada ujung kolom. Momen sekunder yang timbul dari aksigaya aksial pada lendutan lateral antara ujung kolomharus tetap dihitung dengan menggunakan pelipatmomen, b.

K6.8.2.3 Prosedur Perencanaan denganMenggunakan Analisa yang Teliti

Suatu analisa seksama diperlukan untuk memasukkankedalam perhitungan seluruh sifat material non-lineardan pengaruh geometri nonlinear. Sementara analisayang demikian membuat gaya aksial dan momen lentur,disebabkan oleh beban rencana untuk keadaan batasyang tepat, dapat untuk ditetapkan untuk setiappotongan kolom, pada dasarnya perhitungan ini rumitdan program komputer pada umumnya tidak terdapatkecuali untuk batasan struktur yang paling terbatas.

K6.8.3 PERENCANAAN KOLOM PENDEK

K6.8.3.1 Umum

Untuk kolom pendek, dianggap tidak ada besaranmomen akibat kerampingan yang terjadi (misalnya = 1) dan diagram interaksi yang membatasi kekuatansuatu potongan dapat digunakan secara langsung.Tergantung pada perbandingan momen lentur akhir,perbandingan kerampingan (Lc/r)

K6 - 64

the end bending moments, a slenderness ratio (Lc/r) ashigh as 46 is valid. For braced columns bent in singlecurvature (M1*/M2* = -1), or for unbraced columns, thereis always some magnification irrespective of the columnslenderness. The slenderness limit of 22 ensures thatthe additional bending moments are less than 5 % (i.e. < 1.05) and can be neglected. Similar slenderness limitsare used in ACI 318-83(3).

For columns with small bending moments, for which theminimum value of 0.05 DN' has to be taken, a columnbent in nominal double curvature can 'snap through' intothe single curvature mode. It is conservative to assumethe column is initially bent in single curvature by taking(M1*/M2* = -1).

K6.8.3.2 Short Column With Small Axial Force

It is generally conservative to ignore the small axial forceof 0.1 fc Ag and design the column for bending only (i.e.as a beam) as small axial forces usually increase themoment capacity of reinforced concrete sections.

K6.8.4 DESIGN OF SLENDER COLUMNS

The moment magnifier method is similar to the approachused in ACI 318-77 (1) and modified in ACI 318-83. Analternative, though similar method in terms of additionaleccentricity, is proposed by the FIP Recommendations(14).

It is a rational procedure that closely reflects the actualbehaviour of a column.

K6.8.5 SLENDERNESS

K6.8.5.1 General

The moment magnifier method should not be used forcolumns with a slenderness ratio Lc/r exceeding 120.Test results are not available in this range and theprediction of the instability failure mode will depend onaccurate estimates of the stiffness of the column. Arigorous analysis is the only method as yet available.Practical columns will be below this limit.

K6.8.5.2 Radius of Gyration

Although the radius of gyration of a cross-sectionconsisting of two elastic materials can be calculatedfrom their individual elastic moduli, second moment

sebesar 46 berlaku. Untuk kolom diperkaku yangdibengkokan dalam lengkungan tunggal (M1*/M2* = - 1),atau kolom tak diperkaku, selalu ada kekuatan yang takdiperhitungkan dari kerampingan kolom. Batas kerampingan 22 menjamin bahwa momen lenturtambahan kurang dari 5% (misalnya < 1.05) dan dapatdiabaikan. Batasan kerampingan yang sama digunakanpada ACI 318-83 (3).

Untuk kolom dengan momen lentur kecil, dimana nilaiminimum 0.05 DN' harus diambil, suatu kolom yangdilentur dalam lengkungan ganda minimal dapat tiba-tiba berubah kecara lengkungan tunggal. Adalahkonservatif untuk menggangap kolom awalnya dilenturdalam lengkung tunggal dengan mengambil (M1*/M2* =-1).

K6.8.3.2 Kolom Pendek Dengan Gaya AksialKecil

Secara umum konservatif untuk mengabaikan gayaaksial kecil fc Ag dan merencanakan kolom untuk lentursaja (seperti balok) karena gaya aksial kecil biasanyamenambah momen potongan beton bertulang.

K6.8.4 PERENCANAAN KOLOM RAMPING

Metode pelipat momen adalah sama dengan pendekatan yang digunakan dalam ACI 318-77 (1) dandimodifikasi dalam ACI 318-83. Suatu pilihan meskipunmetode yang sama dalam hal penambahaneksentrisitas, diusulkan oleh FIP Recommendation (14).

Itu adalah suatu prosedur rasional yangmenggambarkan secara dekat prilaku yang sebenarnyadari kolom.

K6.8.5 KELANGSINGAN

K6.8.5.1 Umum

Metode pelipat momen seharusnya tidak digunakanuntuk kolom dengan rasio kerampingan Lc/r melebihi120. Hasil pengujian tidak tersedia dalam batasan itudan ramalan cara kegagalan ketak-stabilan akantergantung pada perkiraan yang tepat dari kekakuan kolom. Analisa yang terbatas adalah satu-satunyametode yang sekarang tersedia. Kolom praktis akanberada dibawah batasan ini.

K6.8.5.2 Radius Girasi

Meskipun jari-jari girasi suatu potongan melintang yangterdiri dari dua material elastis dapat dihitung darimodulus elastis masing-masing, perkiraan yang

K6 - 65

of areas and cross-sectional areas, the approximationsgiven in this clause are within 10% of the calculatedvalues for most practical crosssections and materialproperties.

K6.8.6 STRENGTH OF COLUMNS INCOMBINED BENDING ANDCOMPRESSION

K6.8.6.1 Basis of Strength Calculations

The two basic conditions of static equilibrium andcompatibility of strains must be satisfied.

i. Tests have confirmed that the strain distribution,on overage is essentially linear over the cross-section. The strain in both the reinforcement andthe concrete are assumed to be directlyproportional to the distance y from the neutralaxis where

= y (1/R)

and 1/R is the curvature. This assumption enable thestrain distribution to be defined. With appropriate stress-strain relationships for the steel and concrete, the stress distribution and hence actions on the cross-section canbe determined.

ii. The concrete tensile strength has little influenceon the capacity in combined bending andcompression.

iii. A well authenticated stress-strain relationshiphas been given by the Comite European duBeton (10) as follows:

fc = ( 1 - 2 c) c

fo (1 + 3) 0

where

a1 = 39000 (fo + 7).0.953

a2 = 206000a3 = 65600 (fo + 10).1.085 - 850 = 0.856 f’o

The advantage of stress-strain relationships of the CEB type is that they are in closed form andcan be integrated, thereby enabling the ultimatestrength of cross-section to be determineddirectly (25).

iv. While it is theoretically possible to developconcrete strains much greater than 0.003,particularly for the lower concrete grades, it isprudent to limit the maximum compressive steelstrain to this value, particularly in the absence of any special provisions for restraint of thisreinforcement.

diberikan dalam sub-bagian ini adalah dalam batasantara 10% dari nilai yang dihitung untuk potonganmelintang yang umum digunakan dan perilaku material.

K6.8.6 KEKUATAN KOLOM DALAMKOMBINASI LENTUR DAN TEKAN

K6.8.6.1 Dasar Perhitungan Kekuatan

Dua kondisi dasar dari keseimbangan dan kesesuaianregangan harus dipenuhi

i. Pengujian telah mengukuhkan bahwa distribusiregangan, secara rata-rata, dasarnya adalahlinear pada seluruh potongan melintang.Regangan pada tulangan dan beton dianggapberbanding langsung terhadap jarak y darisumbu netral dimana

= y (1/R)

dan 1 /R adalah lengkungan. Anggapan ini membuatdistribusi regangan dapat dibatasi. Dengan hubungantegangan dan regangan yang pantas untuk beton dantulangan, distribusi tegangan dan juga aksi padapotongan melintang dapat ditetapkan.

ii. kekuatan tank beton memiliki pengaruh yangkecil pada kapasitas terhadap kombinasi lenturdan tekan.

iii. hubungan tegangan dan regangan yangdibuktikan dengan baik diberikan oleh CommitteeEuropean du Beton (10) sebagai berikut:

fc = ( 1 - 2 c) c

fo (1 + 3) 0

dimana

a1 = 39000 (fo + 7).0.953

a2 = 206000a3 = 65600 (fo + 10).1.085 - 850 = 0.856 f’o

Keuntungan dari hubungan tegangan-regangandari tipe CEB adalah bentuk tertutup dan dapatdipadukan, karena itu memungkinkan kekuatanultimate dari potongan melintang ditetapkanlangsung (25)

iv. Sementara secara teori adalah mungkin untukmengembangkan regangan beton jauh lebihbesar dari 0.003, terutama untuk beton muturendah, sangat penting untuk membatasiregangan baja tekan maksimum sampai nilai ini,terutama dengan tidak adanya kelengkapankhusus untuk menahan tulangan ini.

K6 - 66

K6.8.6.2 Rectangular Stress Block

It is permitted to replace the more exact concrete stressdistribution by a rectangular concrete stress block. Thisapproximation is well documented. The extreme fibrestrain of 0.003 is chosen to give the maximum value ofload and moment on the interaction diagram (8).

If the neutral axis lies outside the cross-section, theextreme fibre strain corresponding to the maximumvalue of load and moment decreases. In the limit, wherethe neutral axis is at infinity (uniform axial compression),the concrete strain is 0.002 corresponding to themaximum value of concrete stress (see clause 6.8.6.4.).

For atypical interaction diagram, it is sufficiently accurateto draw a straight line from the point of validity of therectangular stress block to the point of axialcompression Nuo. It can be shown that the rectangularstress block approximation is not necessarilyconservative compared to the use of a more accuratestress distribution.

For cross-sections with multiple layers of reinforcement,or mixtures of reinforcement and tendons, all the steelmay not be at yield at the ultimate moment in purebending and the resultant tensile force will not be at thecentroid of the tensile steel area. The effective depthdefinition given in Clause 6.1.6.2 accommodates this.

K6.8.6.3 Calculation of Nuo

The maximum stress for concrete is reached at a strainof approximately 0.002 irrespective of the concretestrength grade. By limiting the concrete strain (and hence the steel strain) to this value, it is assumed thatthe ultimate strength of a column in pure compression isreached when the maximum stress in the concrete isreached, taken as 0.85 times the characteristic strength. This will be the case provided the steel yields at orbelow a strain of 0.002, i.e. steels with a yield stress lessthan or equal to 400 Mpa.

For higher yield steel, the maximum value of N,,, willoccur at strains higher than 0.002 and can bedetermined provided the concrete stress-strainrelationship for strains greater than 0.002 is known (26).Limiting the strain to 0.002 provides a lower boundestimate of Nuol

K6.8.6.4 Design Based on Each BendingMoment Acting Separately

i. Where the end moments are less than the

K6.8.6.2 Balok Tegangan Segi Empat

Diizinkan untuk mengganti distribusi tegangan betonyang Iebih tepat dengan blok tegangan segi0empat.Pendekatan ini sudah didokumentasikan secara baik.Regangan serat ekktrem 0.003 dipilih untuk memberikannilai maksimum beban dan momen pada diagraminteraksi (8).

Bila sumbu netral terletak diluar potongan melintang,regangan serat esktrem yang bersesuaian dengan nilaimaksimum beban dan momen berkurang. Dalambatasan, dimana sumbu netral tak terhingga (tekanaksial yang seragam), regangan beton adalah 0.002dimana sesuai dengan nilai maksimum tegangan beton(lihat sub-bagian 6.8.6.4).

Untuk diagram interaksi yang tipikal, cukup tepat untukmenarik garis lurus dari titik berlakunya blok tegangansegiempat ketitik tekan aksial Nuo. Dapat dilihatkanbahwa pendekatan blok tegangan segiempat tidakharus konservatif dibanding dengan penggunaandistribusi tegangan yang Iebih tepat.

Untuk penampang melintang dengan tulangan berlapis,atau gabungan tulangan dan tendon, seluruh baja mungkin tidak Ieleh pada momen ultimat akibat lenturmurni dan gaya tarik resultan tidak akan pada pusatdaerah baja tarik. Definisi ketebalan efektif yangdiberikan dalam sub-bagian 6.1.6.2 memasukkan hal ini.

K6.8.6.3 Perhitungan Nuo

Tegangan maksimum untuk beton dicapai pada regangan mendekati 0.002 dengan tidakmemperhitungkan mutu beton. Dengan membatasiregangan beton (dan karena itu regangan baja) sampainilai ini, dianggap bahwa kekuatan ultimat kolom akibattekan murni dicapai bila tegangan maksimum padabeton yang diambil 0.85 kali kekuatan karakteristikdicapai. Hal ini akan menjadi masalah bila baja melelehpada atau dibawah regangan 0.002, misalnya bajadengan tegangan leleh kurang dari atau sama dengan400 MPa.

Untuk baja dengan leleh yang Iebih tinggi, nilaimaksimum N,,, akan terjadi pada regangan lebih besardari 0.002 dan dapat ditetapkan bila hubungan regangan-tegangan beton untuk regangan lebih besardari 0.002 diketahui (26). Pembatasan regangan sampai0.002 memberikan estimasi batasan bawah dari Nuo.

K6.8.6.4 Perencanaan Berdasarkan PadaMasing-masing Momen Lentur YangBekerja Secara Terpisah

i. Bila momen akhir kecil dari momen minimum

K6 - 67

minimum moment N'0.5D about both principalaxes, the column is essentially axially loaded andneed only be designed for the minimum momentconsidered separately for each axis.

ii. If the moments are relatively small about oneprincipal axis compared to the other, these smallmoments do not significantly reduce the strengthabout the other axis and each axis can be treatedindependently. The question is "How small is small?" The definition given in Figure 6.8 is similar to that given in the 1978 GermanStandard (13), and is equivalent to the axis ofbending being rotated through an angle B ofapproximately 0.2 radians (12°) from the principalaxis.

K6.8.6.5 Design for Biaxial Bending andCompression

The empirical biaxial interaction formula is similar to thatadopted in CP 110-1972 (11). This form of interactionequation has been used for concrete, structural steeland composite columns (6,12,23). Much attention hasbeen given to varying the value of n to fit a wide rangeof experimental or theoretical results. The expressionadopted for n gives reasonable results for reinforcedconcrete sections.

The design bending moments M*x and M*y shouldinclude the additional bending moments produced byslenderness effects. If only a linear elastic analysis hasbeen performed, the moments must be magnified by theappropriate magnifier, b or e, determined from section3.

K6.8.7 R E I N F O R C E M E N T REQUIREMENTS FOR COLUMNS

K6.8.7.1 Limitations on Longitudinal Steel

i. The minimum requirement of 1 % reinforcementhas been adopted by most design codes. Apart from providing resistance to accidental bendingwhere calculation may show no bending exists, itguards against yielding of the reinforcement dueto shrinkage and to creep under sustainedservice loading (4).

For a column with 1 % steel and Grade 20concrete, the steel provides 15 % of axial loadcapacity. It is logical that for columns which are made larger for reasons other than strength, the steel percentage can be reduced to less than 1% provided that the steel carries at least 15 % of the design axial force N'.

N'0.5D pada kedua sumbu prinsipal, kolom padadasarnya dibebani secara aksial dan hanya perludirencanakan untuk momen minimum yangdipertimbangkan secara terpisah untuk masing-masingsumbu.

ii. Bila momen relatif kecil pada sumbu prinsipaldibanding dengan lainnya, momen yang kecil initidak mengurangi secara berarti kekuatan padasumbu lainnya dan masing-masing sumbu dapatdiperlakukan secara terpisah. Masalahnyaadalah menetapkan berapa harga yang disebutkecil. Batasan yang diberikan dalam Gambar 6.8sama dengan yang diberikan German Standard1978 (13), dan ekivalen dengan sumbu lenturyang diputar melalui sudutyang mendekati 0.2radian (12°) dari sumbu prinsipal.

K6.8.6.5 Perencanaan Untuk Lentur BiaksialDan Tekan

Rumus interaksi biaksial empiris sama dengan yangdiambil dari CP 110-1972 (11). Bentuk dari persamaaninteraksi ini sudah digunakan untuk beton, baja strukturdan kolom komposit (6,12,23). Banyak perhatian sudah diberikan untuk memvariasikan nilai n untukmenyesuaikan dengan hasil percobaan dan teori yangsangat beragam. Ekspresi yang diambil untuk nmemberikan hasil yang diterima untuk potongan betonbertulang.

Momen lentur rencana M*x dan M*y seharusnya meliputimomen lentur tambahan yang dihasilkan oleh pengaruhkerampingan. Bila hanya analisa linear elastis yangdilakukan momen harus dikalikan dengan pengali yangsesuai, b atau e yang ditetapkan dari bagian 3.

K6.8.7 PERSYARATAN TULANGAN UNTUKKOLOM

K6.8.7.1 Pembatasan Pada Baja TulanganMemanjang

i. Kebutuhan minimum tulangan 1 % diambil olehkebanyakan peraturan perencanaan. Selainmemberikan tahanan untuk lentur yang tak diharapkan dimana perhitungan mungkinmenunjukkan tidak terdapatnya lentur, hal inimenolong terhadap leleh tulangan terhadapsusut dan rangkak akibat beban layan yangdipertahankan (4).

Untuk kolom dengan 1 % tulangan dan mutubeton 20 MPa, baja memberikan 15% kapasitasbeban aksial. Hal ini masuk akal bahwa untukkolom yang dibuat lebih besar untuk alasanselain kekuatan, persentasi baja dapat dikurangilebih kecil dari 1 % selama baja memikulsedikitnya 155 gaya aksial rencana N.

K6 - 68

This is similar to the requirement in CP1101972(11).

ii. Tests have indicated that columns with morethan 4 % steel can be perform satisfactorily.However, above this limit careful attention to thedisposition of the steel is essential if properplacement and compaction of the concrete is to be achieved.

K6.8.7.2 Bundled Bars

No commentary.

K6.8.7.3 Restraint of LongitudinalReinforcement

The requirements of this clause represent good detailingpractice which has been shown to produce satisfactoryresults.

K6.8.7.4 Splicing of LongitudinalReinforcement

Sub-Clause 6.8.7.4.2. is required to ensure that at anycross-section of a column there is always a minimumtensile strength provided by continuous reinforcement,regardless of whether tension is calculated to occur ornot.

K6.8.8 DESIGN OF TENSION MEMBERS

K6.8.8.1 General

No commentary.

K6.8.8.2 Basic Principles


In tension members it is essential that the reinforcementbe properly anchored so that the force in the membercan be transmitted to the structure.

Ini sama dengan persyaratan dalam CP 1101972(11).

ii. Penguiian sudah menuniukkan bahwa kolomdengan baia lebih dari 4% dapat bekerja denganmemuaskan. Akan tetapi, diatas batas iniperhatian yang seksama terhadap penempatantulangan adalah penting, karena penempatandan pemadatan beton yang cukup harus dicapai.

K6.8.7.2 Tulangan Terkelompok


K6.8.7.3 Pengekangan Tulangan Memanjang

Persyaratan dari sub-bagian ini mewakili pelaksanaanpendetailan yang baik yang sudah ditunjukkan denganmemberikan hasil yang memuaskan.

K6.8.7.4 Penyambungan Tulangan Memanjang

Sub-Bagian 6.8.7.4.2 diperlukan untuk menjamin bahwapada suatu penampang melintang kolom selalu terdapatkekuatan tarik minimum yang diberikan oleh tulanganyang menerus, tanpa memperhitungkan apakah tarikdihitung akan terjadi atau tidak.

K6.8.8 PERENCANAAN BATANG TARIK

K6.8.8.1 Umum


K6.8.8.2 Prinsip-prinsip Dasar


Pada komponen tarik, adalah penting bahwa tulangan diangkerkan dengan baik sehingga gaya padakomponen dapat disalurkan ke struktur.

K6 - 69

K6.9 DESIGN OF WALLS

K6.9.1 APPLICATION

The simplified method given for axial load is based onthat for plain concrete walls in CP1 10. Provision havebeen included for the design of shear walls.


No commentary

K6.9.3 BRACING OFWALLS

This article sets out the requirements for bracing of thewall and the structure for walls designed in accordancewith Article 6.4.4.

Paragraph (iv) imposes a design strength on theconnections to ensure that they have a reserve ofstrength above the required by the structure andmembers. These loads should not be applied as lateralloads to the structure.

K6.9.4 SIMPLIFIED DESIGN METHOD FOR BRACED WALLS SUBJECT TO VERTICAL FORCES ONLY

K6.9.4.1 Eccentricity of Vertical Load

The minimum eccentricity for a wall is consistent withthat required for a column.

K6.9.4.2 Maximum Effective Height-to Thickness Ratio

No commentary.

K6.9.4.3 Effective Height

No commentary.

K6.9.4.4 Design Axial Strength of a Wall

The design equations are similar to those given in CP110: 1972 for short and slender, braced, plainconcretewalls.

K6.9 PERENCANAAN DINDING

K6.9.1 PENGGUNAAN

Metoda sederhana yang diberikan untuk beban aksialyang didasarkan untuk beton tanpa tulangan dalamCP110. Kelengkapan sudah termasuk untukperencanaan dinding geser.

K6.9.2 PROSEDUR PERENCANAAN


K6.9.3 PENGIKAT DINDING

Artikel ini meliputi persyaratan untuk pengakuan dindingdan struktur untuk dinding yang direncanakan sesuaidengan Artikel 6.4.4.

Paragraph (iv) menekankan kekuatan perencanaandalam hubungan untuk menjamin bahwa merekamemiliki cadangan kekuatan diatas kebutuhan strukturdan komponen. Beban seharusnya tidak diberikansebagai beban lateral terhadap struktur.

K6.9.4 METODA PERENCANAANDISEDERHANAKAN UNTUKDINDING TERIKAT YANG MENERIMA HANYA GAYAVERTIKAL

K6.9.4. 1 Eksentrisitas Beban Vertikal

Eksentrisitas minimum untuk dinding konsisten denganyang dibutuhkan untuk kolom.

K6.9.4.2 Perbandingan Tinggi EfektipMaksimum Dengan Ketebalan


K6.9.4.3 Tinggi Efektip


K6.9.4.4 Kekuatan Aksial Rencana dariDinding

Persamaan perencanaan adalah sama seperti yangdiberikan dalam CP1 10; 1972 untuk dinding pendekdan ramping, diperkaku, beton tanpa tulangan.

K6 - 70

K6.9.5 DESIGN OF WALLS FOR INPLANEHORIZONTAL FORCES

K6.9.5.1 In-plane Bending

Shear in the plane of a wall is likely to be a controlling criterion in walls with a small height-tolength ratio. Forwalls with Hw/Lw > 1, the controlling criterion is morelikely to be flexure. Therefore, it is necessary to designshear walls for flexure as well as shear.

K6.9.5.2 Critical Section for Shear

No commentary.

K6.9.5.3 Strength in Shear

The design strength is the sum of the resistancesprovided by the concrete and the shear reinforcement.

The upper limit on the ultimate shear strength has beenmade consistent with that for beams (Clause 6.6.2.7.). It is higher than the value of 0.83 f’c (0.8 Lwtw) permitted byACI 318 (3).

K6.9.5.4 Shear Strength Without ShearReinforcement

The second equation given in the code has beendeveloped from those given in ACI 318 (3), which arebased on tests of tall slender walls, by noting that formost walls the axial load effect can be neglected andconservatively assuming that the shear force isconcentrated at the top of the wall. The equation in (ii)should not be used when Hw/Lw 1.

The equation in (i) has been developed consideringtests done on short, squat walls (4). This equation isvalid for walls with Hw/Lw 1.3

K6.9.5.5 Contribution to Shear Strength byShear Reinforcement

Barda and others (4) showed that for short squat walls,horizontal reinforcement is less effective than verticalreinforcement in resisting shear forces. Conversely, forhigh walls the reverse is true. Thus, the requirements ofthis clause, which show how to determine the value ofPw given in paragraphs (i) and (ii), reflect thisunderstanding.

K6.9.5 PERENCANAAN DINDING UNTUI(GAYA HORISONTAL BIDANG

K6.9.5.1 Lentur Bidang

Geser pada bidang suatu dinding cenderung untukmenjadi kriteria pengendalian pada dinding dengarperbandingan tinggi dan panjang kecil. Untuk dindingHw/Lw > 1, kriteria pengendalian lebih cenderung untuklentur. Karena itu, perlu untuk merencanakan dindinggeser untuk lentur maupur geser.

K6.9.5.2 Penampang Kritis untuk Gesei


K6.9.5.3 Kekuatan dalam Geser

Kekuatan rencana adalah jumlah tahanan yancdiberikan oleh beton dan tulangan geser.

Batas atas untuk kekuatan ultimate geser dibualkonsisten dengan yang untuk balok (sub-bagiar 6.6.2.7).Itu lebih tinggi dari harga 0.83 f’c (0.8 Lwtw) yangdiizinkan oleh ACI 318 (3)

K6.9.5.4 Kekuatan Geser tanpa TulanganGeser

Persamaan kedua yang diberikan dalam peraturan indikembangkan dari yang diberikan dalam ACI-31 E (3),yang mana didasarkan pada pengujian dindinc rampingtinggi, dengan catatan bahwa untuk kebanyakan dindingpengaruh beban aksial dapal diabaikan dan secarakonservatif menganggap bahwa gaya geser terpusatpada bagian ata., dinding. Persamaan pada (ii)seharusnya tidak digunakan bila Hw/Lw 1

Persamaan pada (i) dikembangkan berdasarkarpengujian yang dilakukan terhadap dinding pendektertumpu (4). Persamaan ini berlaku untuk dindingdengan Hw/Lw 1.3.

K6.9.5.5 Kontribusi Tegangan Gesei olehTulangan Geser

Barda dan lainnya (4) menunjukkan bahwa untukdinding pendek tertumpu, tulangan horizontal tidakseefektif tulangan vertikal dalam menahan gayz geser.Untuk tembok tinggi hal yang sebaliknyz berlaku.Sehingga persyaratan dalam sub-bagian ini, yangmenunjukkan bagaimana menetapkan nilai Pw yangdiberikan dalam paragraph (1) dan (2), menggambarkanpengertian ini.

K6 - 71

K6.9.6 REINFORCEMENT REQUIREMENTSFOR WALLS

These are detailing requirements applicable to bothaxially-loaded and shear walls as noted. They specify aminimum amount of reinforcement in the wall in eachdirection. The reinforcement for crack control is similarto that required for slabs.

K6.9.6 PERSYARATAN TULANGAN UNTUKDINDING

Persyaratan pendetailan yang berlaku untuk dindingyang dibebani secara aksial dan geser diberikansebagai yang ditulis. Persyaratan menspesifikasikanjumlah minimum tulangan pada dinding dalam masing-masing arah. Tulangan untuk mengendalikan retaksama seperti yang diperlukan oleh pelat.

K6 - 72

K6.10 DESIGN OF NOW FLEXURAL MEMBERS, END ZONES AND BEARING SURFACES

K6.10.1 DESIGN OF NON-FLEXURALMEMBERS

K6.10.1.1 General

In general, the design requirements for non-flexuralmembers, and zones bearing surfaces are based onresearch and theory of mechanics using idealisedtrusses. Special emphasis is placed on detailing ofreinforcement to ensure that non-flexural actions, such abursting and spalling, due to load concentration effects,are restrained and redistributed without causing localdamage which could reduce the members, designcapacity.

K6.10.1.1.1 Application

The design of deep beams, pile caps, corbels,continuous nibs and stepped joints differs from thedesign of flexural members as the distribution of strainsacross the section are not linear. The design methodsare set out in Reference (1) and attention should begiven to the detailing of the reinforcement to ensure thatthe design intention can be realised.

The limits on clear-span to depth are similar to thoseused in the CEB-FIP code. However, the Design Engineer should exercise discretion and recognize thatthere is a gradual transition from full flexural action tonon-flexural action and the change from one action tothe other is not abrupt.

K6.10.1.1.2 Design Basis

Three alternative design methods are allowed as no onemethod can cover the full range of design situation.

K6.10.1.1.3 Spacing of Reinforcement

The designer should, where necessary, make isometricor large scale drawings to ensure that adequate space isprovided to allow concrete to be placed and compacted.Such drawings should show the true location of each barand make any necessary allowance for bending or fixingtolerances. Where high reinforcement density is

K6.10 PERENCANAAN BAGIAN YANG TIDAK TERLENTUR,ZONA UJUNG, DAN PERMUKAAN PERLETAKAN

K6.10.1 PERENCANAAN BAGIAN YANGTIDAK TERLENTUR

K6.10.1.1 Umum

Secara umum, persyaratan perencanaan untuk elemenyang tak terlentur, daerah ujung dan permukaanperletakan didasarkan pada penelitian dan teorimekanika yang menggunakan rangka yang diidelisasi.Penekan khusus diberikan pada pendetailan tulanganuntuk menjamin bahwa aksi yang bukan lentur, sepertipecah dan rengkah karena pengaruh beban terpusat,ditahan dan disebarkan tanpa menyebabkan kerusakanlokal yang dapat mengurangi kapasitas elemen rencana.

K6.10.1.1.1 Penggunaan

Perencanaan untuk balok tinggi, kepala tiang, korbel, ribyang menerus, dan hubungan bertangga berbedadengan perencanaan untuk elemen terlentur karenapenyebaran regangan sepanjang potongan tidak linear.Metode perencanaan diberikan dalam leteratur (1) danperhatian seharusnya diberikan pada pendetailantulangan untuk menjamin bahwa tujuan perencanaandapat diujudkan.

Batasan untuk bentang bersih terhadap tinggi samadengan yang digunakan dalam peraturan CEB-FIP.Akan tetapi, perencana seharusnya memikirkan secaraseksama dan mengetahui bahwa ada transisi perlahan-lahan dari aksi lentur penuh keaksi tanpa lentur dan perubahan dari aksi ke yang lainnya bukanlah kejadiantiba-tiba yang tak diharapkan.

K6.10.1.1.2 Dasar Perencanaan

Tiga metode perencanaan alternatif diizinkan karenatidak satupun metode yang dapat meliputi keseluruhansituasi rencana.

K6.10.1.1.3 Jarak Penulangan

Bila diperlukan perencana seharusnya membuatgambar isometrik dan berskala besar untuk menjaminbahwa ruangan yang cukup diberikan untukmengizinkan beton ditempatkan dan dipadatkan.Gambar yang demikian seharusnya menunjukkan lokasiyang tepat dari masing-masing tulangan dan membuatbatasan yang tepat dari

K6 - 73

required, it is essential that the concrete be in intimatecontact with that reinforcement for it to be effective.

K6.10.1.2 Design Based on Strut and Tie Action

K6.10.1.2.1 Structural Idealization

The idealization of a structural member as a trussprovides an understanding of possible load paths. Thiscan be used for simply supported, continuous or threedimensional members. This latter may require a spacetruss analogy to be adopted and it may be necessary toconsider different models to ensure that all probableload paths are considered.Once the member's size is selected, the force in the members can be found using standard truss analysismethods.

K6.10.1.2.2 Concrete Strut

The choice of bc for three dimensional trusses dependson the structure being analysed but should not exceedthe width of the support (e.g. in the case of a pile cap,the effective diameter of the pile).

The value of the depth of the strut (dc) will depend onthe geometry of the nodes needed to transfer the forcesbetween truss members.

K6.10.1.2.3 Nodes

No commentary.

K6.10.1.2.4 Tension Tie

No commentary.

K6.10.1.2.5 Additional Reinforcement

In many members, such as pile caps and deep beams,additional reinforcement will be required over thesurface of the member to control cooling strains inducedas heat of hydration is dispersed with time. Thisreinforcement can be calculated as 0.004 times thesurface depth-taken as 250 mm and distributeduniformly over the surface.

Additional reinforcement will also be required close

masing-masing tulangan dan membuat batasan yangdiperlukan untuk lentur dan toleransi pemasangan. Bilajumlah tulangan berat diperlukan, adalah penting bahwabeton pada keadaan kontak yang rapat dengantulangan untuk memberikan hubungan yang efektif.

K6.10.1.2 Perencanaan Berdasarkan Aksi Tarikdan Tekan

K6.10.1.2.1 Idealisasi Struktural

Pengidealisasian elemen struktur sebagai rangkamemberikan suatu pengertian dari jalur beban yangmungkin terjadi. Hal ini dapat digunakan untuk elemenyang ditumpu sederhana, menerus atau tiga dimensi.Yang terakhir mungkin memerukan pengambilan analogirangka ruang dan mungkin perlu untukmempertimbangkan model yang berbeda untukmenjamin bahwa seluruh jalur beban yang mungkinterjadi dipertimbangkan.

Sekali ukuran elemen dipilih, gaya pada elemen didapatdengan menggunakan metode analisa rangka standar.

K6.10.1.2.2 Batang Tekan Beton

Pemilihan bc untuk rangka tiga dimensi tergantung padastruktur yang dianalisa tapi seharusnya tidak melampuilebar tumpuan (seperti pada kasus kepala tiang,diameter efektif tiang).

Harga tinggi batang tekan (dc) akan tergantung padageometri dari simpul yang diperlukan untukmemindahkan gaya-gaya diantara elemen rangka.

K6.10.1.2.3 Bagian Simpul


K6.10.1.2.4 Batang Tarik


K6.10.1.2.5 Tulangan Tambahan

Pada banyak elemen, seperti kepala tiang dan balokdalam, tulangan tambahan akan diperlukan padapermukaan elemen untuk mengendalikan regangan pendinginan yang disebabkan oleh panas hidrasiberkurang terhadap waktu. Tulangan ini dapat dihitungsebagai 0.004 kali tebal permukaan yang diambil 250 mm dan disebarkan secara merata keseluruhpermukaan.

Tulangan tambahan juga akan diperlukan pada

K6 - 74

to the supports of deep beams to prevent spalling.

K6.10.1.2.6 Additional requirements for Corbels

The intent of the additional requirements is to ensurethat corbels are correctly detailed. The requirementshave been developed from tests at several differentlaboratories (8). The steel area calculated to resist the tension force should be increased where outwardhorizontal forces act on the corbel.

K6.10.1.2.7 Additional Requirements for ContinuousConcrete Nibs

No commentary.

K6.10.1.2.8 Additional Requirements for SteppedJoints

The design of stepped joints as short cantilevers resultsin large amounts of reinforcement. In addition hangerreinforcement close to the step is required for the tiebetween consecutive struts. End zone reinforcementwould also be required if the member was prestressed.

For these reasons detailing of such members must becarefully considered to ensure that the reinforcementcan be correctly placed and anchored while stillpermitting proper placement and compaction of theconcrete.

K6.10.1.3 Design Based on Stress Analysis

The method depends on limiting compressive stressesin the concrete to a particular value and resisting alltensile stresses by reinforcement. The required stress analysis would usually be carried out by finite-elementmethods.

K6.10.1.4 Empirical Design Methods

Methods based on extensive laboratory testing can beused with confidence provided that the results are notextended beyond the limits of the research or applied tosituations no previously tested. One such method whichis developed from extensive research is the CEB-FIBmethod of design for deep beams (1).

daerah yang dekat ketumpuan pada balok untukmenghindari rengkah.

K6.10.1.2.6 Syarat-syarat Tambahan untuk Korbel

Tujuan dari syarat tambahan adalah untuk menjaminbahwa kabel didetail secara tepat. Persyaratandikembangkan dari pengujian pada beberapalaboratorium yang berbeda (8). Luas tulangan yangdihitung untuk menahan gaya tarik seharusnyaditambah dimana gaya horizontal kearah luar bekeriapada korbel.

K6.10.1.2.7 Syarat-syarat Tambahan untuk RibBeton Menerus


K6.10.1.2.8 Syarat-syarat Tambahan untukHubungan Bertangga

Perencanaan hubungan tangga seperti kantileverpendek menghasilkan jumlah tulangan yang besar. Jugatulangan gantung yang dekat ke tangga diperlukanuntuk ikatan antara dua sengkang yang berdekatan.Tulangan daerah ujung juga akan diperlukan jikaelemen diprategang.

Untuk alasan itu, pendetailan elemen yang demikianharus dipertimbangkan secara hati-hati untuk menjaminbahwa tulangan dapat diletakkan secara tepat dandiangkerkan sementara tetap mengizinkan penempatandan pemadatan beton dengan baik.

K6.10.1.3 Perencanaan Berdasarkan AnalisaTegangan

Metode ini tergantung pada pembatasan tegangantekan pada beton terhadap suatu harga tertentu dan penahanan seluruh tegangan tarik oleh tulangan.Analisa tegangan yang diinginkan biasanya dilakukandengan metode finite elemen.

K6.10.1.4 Cara Perencanaan Empiris

Metoda yang didasarkan pada pengujian laboratoriumyang ekstensif dapat digunakan dengan yakin selamahasil-hasilnya tidak melampui batasan penelitian dan atau digunakan terhadap situasi tanpa penelitiansebelumnya. Salah satu metode tersebut yangdikembangkan dari penelitian yang eksentif adalahmetode-metode CEB-FIB untuk perencanaan balokdalam (1).

K6 - 75

K6.10.2 ANCHORAGE ZONES FORPRESTRESSING ANCHORAGES

This section is concerned with that region of aprestressed member adjacent to the tendon anchoragesin which the transition, from concentrated forces appliedat the anchorages, to the linear stress distributionassumed in simple beam theory, occurs. In this"anchorage zone" transverse tensile stresses occurgiving rise to longitudinal cracks which must becontrolled by transverse reinforcement.


Article 6.10.2 is limited to end zones with rectangularcross-sections. No rules are given for more complex sections.

K6.10.2.2 General

The analysis of stresses in an end zone is a complexthree dimensional problem. for design, approximatemethods are used which involve carrying outtwodimensional analyses in each longitudinal directionsin turn.

The approach is that reinforcement should be providedto carry the entire transverse tensile force in eachdirection, no rules are given for calculating stresses.

Transverse moment: Figure 6.9 shows the anchoragezone of a post-tensioned beam with a single anchorage.At the inner end of the anchorage zone the stressescaused by prestress may be determined from simplebeam theory. On any longitudinal section there is atransverse bending moment (Mb) whose magnitude maybe calculated from the equilibrium requirements for thefree body shown in Figure 6.9 (b). This moment is aresultant of transverse tensile and compressive stressesacting across section.

The sense of the moment Mb in Figure 6.9 indicates thatthe resultant of the transverse compressive stressesacts closer to the loaded than does the tensile stress-resultant. A moment with this sense is defined aspositive.

The sense of the moment may be reversed at sectionsbetween anchorages in end zone with two or morewidely spaced anchorages, or at sections remote fromthe anchorage in end zones with a single eccentricanchorage. Transverse moments with this sense,implying that the resultant of the transverse tensilestresses is closer to the loaded face than is thecompressive stress resultant, are defined as negative.

K6.10.2 DAERAH PENGAngkerAN UNTUKAngker PRATEGANG

Bagian ini membahas daerah elemen prategang yangberdekatan dengan pengangkeran tendon dimanaperpindahan dari gaya terpusat yang diberikan padaangker ke distribusi linear tegangan yang dianggap pada teori balok sederhana terjadi. Pada daerahpengangkeran ini tegangan tarik melintang yang terjadidan memperbesar retak memanjang harus dikendalikandengan tulangan melintang.

K6.10.2.1 Penerapan

Artikel 6.10.2 dibatasi untuk daerah ujung denganpotongan melintang segiempat. Tidak ada aturandiberikan untuk potongan melintang yang lebih rumit.

K6.10.2.2 Umum

Analisa tegangan pada daerah ujung adalah masalahtiga dimensi yang rumit. Untuk perencanaan, metodependekatan digunakan yang mana melibatkanpekerjaan analisa dua dimensi pada masing-masingarah memanjang.

Pendekatan adalah bahwa tulangan seharusnyadiberikan untuk memikul seluruh gaya tarik melintangmasing-masing arah. Tidak ada aturan yang diberikanuntuk menghitung tegangan.

Momen melintang: Gambar 6.9 menunjukkan daerahpengangkeran balok prategang awal dengan angkertunggal. Pada bagian dalam daerah angker, teganganyang disebabkan oleh prategang dapat ditetapkan dariteori balok sederhana. Pada potongan memanjangterdapat suatu momen lentur melintang (Mb) yangbesarnya dapat dihitung dari persyaratan keseimbanganuntuk bagian bebas seperti yang ditujukkan dalamGambar 6.9 (b). Momen ini adalah resultan daritegangan tarik dan tekan yang bekerja pada potongan.

Pengertian dari Mb pada Gambar 6.9 menunjukkanbahwa resultan tegangan tekan melintang bekerja lebihdekat kebeban dibanding resultan tegangan tarik.Momen dengan pengertian ini dibatasi sebagai positif.

Pengertian momen dapat terbalik pada potongan antarapengankeran pada daerah ujung dengan dua atau lebihpengangkeran yang berjauhan, atau pada potonganyang jauh dari pengangkeran pada daerah ujungdengan pengangkeran tunggal eksentris. Momen melintang dengan pengertian begini, yang menerangkanbahwa resultan tegangan tarik melintang adalah lebihdekat ke permukaan yang dibebani dari resultantegangan tekan, dibatasi sebagai negatif.

K6 - 76

Symmetrical prism: The concept o f the symmetricalprism is often useful for estimating the magnitudes of thetransverse tensile forces, and the lengths over whichtransverse tensile stresses occur, at sectionsimmediately behind anchorages. Figure 6.10 shows howthe depth De of the symmetrical prism is determined forsome examples. Only the depth of the prism is used indesign; other dimensions are defined merely to enablethe designer to visualise the notional prism.

K6.10.2.3 Loading Cases to be Considered

No commentary.

K6.10.2.4 Calculation of Tensile Forces AlongLine of an Anchorage Force

The equations of equilibrium enable the magnitudes ofthe transverse moments to be determined, but giveinformation on the magnitude of location of the tensilestresses or stress resultants, for which reference to research results is necessary.

In the distribution of transverse stresses in an end zonewith a single anchorage located at mid-depth, at themid-depth section, where the peak value of the transverse moment M, occurs, we have from statics:

Mb = 0.125 PD (1 -h/D)

From research it has been found that significanttransverse stresses exist over a length of approximately0.8D, commenting about 0.20 from the loaded face. Themagnitudes of the tensile and compressive stressresultants, T and C, depend on the concentration rationh/D, i.e. the ration of the depth of the bearing plate tothe depth of the end zone. Except for very smallconcentration ratios (< 0.15), the value of T is givenclosely by:

T = 0.33 P (1 - h/D)

The lever arm distance between C and T is thereforeequal to 0.50. For very small concentration ratios thelever arm may decrease, and the magnitude of Tincrease, by up to 20% from these values.

These relationships apply only to conditions at the mid-depth section. The stress distributions are quite differentat other longitudinal sections through the end zone.

Prisma Simetris: Konsep prisma simetris seringkaliberguna untuk memperkirakan besaran gaya tarikmelintang, dan panjang dimana tegangan tarikmelintang bekerja, pada potongan yang langsungdibawah angker. Gambar 6.10 menunjukkan bagaimanatinggi D, dari prisma simetris ditetapkan untuk beberapacontoh. Hanya tinggi prisma digunakan padaperencanaan; dimensi lainnya dibatasi semata-matauntuk perencana mampu untuk memvisualkan prismabayangan.

K6.10.2.3 Pembebanan Yang HarusDiperhitungkan


K6.10.2.4 Perhitungkan Gaya Tarik SepanjangGaris Kerja Gaya Angker

Persamaan keseimbangan membuat besaran momenmelintang dapat dihitung, tapi untuk memberikaninformasi terhadap besaran lokasi tegangan tarik atauresultan tegangan, memerukan literatur hasil penelitian.

Pada distribusi tegangan melintang didaerah ujungdengan anker tunggal yang ditempatkan pada tengahtinggi, pada potongan tengah tinggi, dimana nilai puncakmomen melintang Mb terjadi, diperoleh dari statis

Mb = 0.125 PD (1 -h/D)

Dari penelitian telah ditemukan bahwa teganganmelintang yang berarti terdapat pada sepanjang kirakira0.8D, mulai kira-kira 0.2D dari muka yang dibebani.Jumlah resultan tegangan tarik dan tekan, T dan C,tergantung pada perbandingan konsentrasi h/D yangmana adalah perbandingan tinggi plat tumpuanterhadap ketinggian daerah ujung. Kecuali untukperbandingan konsentrasi sangan kecil (<0.15), nilai Tmendekati

T = 0.33 P (1-h/D)

Karena itu jarak lengan momen antara C dan T sama dengan 0.5D. Untuk perbandingan konsentrasi yangsangat kecil, lengan momen dapat berkurang, danbesaran T bertambah sampai 20% dari nilai ini.

Hubungan diatas hanya berlaku untuk kondisi padapotongan tengah tinggi. Distribusi tegangan cukupberbeda pada potongan memanjang lainnya di daerahujung.

K6 - 77

K6.10.2.5 Calculation of Tensile ForcesInduced Near the Loaded Face

No commentary.

K6.10.2.6 Quantity and Distribution ofReinforcement

Examination of any vertical plane through the anchoragezone indicates that except for planes close to the loadedface, transverse tensile stresses at the mid-depthsection exceed those at other sections. This is the basisof the provision in clause 6.10.2.5 that design ofreinforcement be based on the longitudinal sectionwhere the peak moment occurs, and that thereinforcement extend through the full depth of the endzone. The reinforcement is spread over the length 0.1 D to 1.0D from the loaded face, where significant tensilestresses occur, to cover the tensile stresses near theloaded face away from the anchorage, it is furtherrequired that similar reinforcement be carried over thezone from the loaded face to 0.113.

K6.10.2.7 Anchorage Zones in PretensionedMembers

No commentary.

K6.10.2.8 Special Reinforcement Details inAnchorage Zones

No commentary.

K6.10.3 BEARING SURFACES

No commentary.

K6.10.2.5 Perhitungan Gaya Tarik Yang TumbulDekat Muka Yang Dibebani


K6.10.2.6 Jumlah dan Distribusi Tulangan

Penyelidikan suatu bidang tegak melalui daerah ankermenunjukkan bahwa kecuali untuk bidang yang dekatpada muka yang dibebani, tegangan tarik melintangpada potongan tengah tinggi melampui nilai padapotongan lainnya. Hal ini adalah dasar dari kelengkapansub-bagian 6.10.2.5 bahwa perencanaan tulangandidasarkan pada potongan memanjang dimana momenpuncak terjadi, dan bahwa tulangan meluas melalui tinggi penuh daerah ujung. Tulangan disebarkansepanjang 0.1 D sampai 1.0D dari muka yang dibebani,dimana tegangan tarik yang berarti terjadi, untukmeliputi tegangan tarik dekat muka yang dibebani jauhdari anker, lebih lanjut diperlukan bahwa tulang yangsama dipasang pada daerah dari muka yang dibebanike 0.1 D.

K6.10.2.7 Daerah Pengangkeran PadaKomponen Pra-penegangan


K6.10.2.8 Detail Penulangan Khusus PadaDaerah Pengangkeran


K6.10.3 PERMUKAAN PERLETAKAN


K6 - 78

K6.11 STRESS DEVELOPMENT AND SPLICING OF REINFORCEMENT AND TENDONS

K6.11.1 STRESS DEVELOPMENT IN REINFORCEMENT

K6.11.1.1 General

Reinforcement will not develop its strength withoutproper anchorage and there must always be anchorageon both sides of the cross-section being designed.

Stress development can be obtained by embedment ofthe steel in concrete so that stress is transferred pastthe section by bond, or by some form of mechanicalanchorage.

K6.1 1.1.2 Development Length for Bar inTension

Sub-clause 6.11.1.2.1 to 6.11.1.2.7. relate only to bars.Refer to Reynolds (1978), Orangun et al (1977) andDiscussion on Orangun et al, and Ferguson (1988).

K6.11.1.2.1 Development Length to Develop YieldStrength

The concrete cover applies to the bar being analysed.For a main bar in a slab, it is the cover to that bar. For a longitudinal bar in a beam, the size of the enclosingfitment is added to the cover to the fitment. The coverthen is compared to the clear distance to the nearestadjacent parallel bar to obtain the value of "a".

The development length equation, includes the effect ofcover and bar spacing on the ability of concrete todevelop stress in the bar without splitting the concrete.Splitting can occur along the plane of the adjacent barsparallel to the soffit of the member, or through the coverperpendicular to the soffit. These effects are accountedfor by three parameters, k1, k2 and (2a + db).

i. Factor k1: This factor relates to top bars. Thesebars are subjected to a reduction in bondstrength due to settlement of fresh concrete andan accumulation of bleed water. Both effectsoccur along the underside of the bar. (ACI-31 8) sets the possible critical depth at 300 mm of castconcrete. There is evidence that bond loss canoccur with even shallower concrete depths. Thefactors

K6.11 PENYALURAN TEGANGANDAN PENYAMBUNGANTULANGAN DAN TENDON

K6.11.1 PENYALURAN TEGANGAN DALAMTULANGAN

K6.11.1.1 Umum

Tulangan tidak akan menyalurkan tegangannya tanpapengangkeran yang baik dan itu selalu diangkerkanpada kedua sisi potongan melintang yang direncanakan.

Penyaluran tegangan dapat diperoleh denganpenanaman tulangan dalam beton sehingga tegangandipindahkan melalui potongan oleh lekatan, atau olehbeberapa bentuk pengangkeran mekanis.

K6.1 1.1.2 Panjang Penyaluran untuk TulanganTarik

Sub-bagian 6.11.1.2.1 sampai 6.11.1.2.7 hanyamembahas yang berhubungan dengan tulangan.Merujuk ke Reynold (1978), Oragun et al (1977) danDiscussion on Orangun et al, dan Ferguso (1988).

K6.11.1.2.1 Panjang Penyaluran untuk MenyalurkanKuat Leleh

Selimut beton berlaku untuk tulangan yang dianalisa.Untuk tulangan utama pada pelat, adalah selimutterhadap tulangan itu.. Untuk tulangan memanjang padabalok, ukuran ikatan penutup ditambahkan keselimut.Lalu selimut dibandingkan terhadap jarak bersoh ketulangan sejajar yang berdekatan paling dekat untukmemperoleh nilai "a".

Persamaan panjang penyaluran, meliputi pengaruhselimut dan jarak tulangan terhadap kemampuan betonmenyalurkan tegangan pada tulangan tanpamemecahkan beton. Pemecahan dapat terjadisepanjang bidang tulangan yang berdekatan yangsejajar dengan soffit elemen, atau melalui selimut yangtegak lurus dengan soffit. Pengaruh ini dihitung dengantiga parameter, k1, k2 dan (2a +db).

i. Faktor k1 : Faktor ini berhubungan dengantulangan atas. Tulangan ini ditujukan untuk suatupengurangan pada kekuatan lekat karenapenurunan beton segar dan penumpukan airbleeding. Kedua pengaruh ini terjadi sepanjangsisi bawah tulangan. (ACI-318) menentukankedalaman kritis yang memungkinkan pada 300mm dari beton yang dicor. Terbukti bahwakehilangan lekatan dapat terjadi pada

K6 - 79

applies only to horizontal bars in slabs, walls, beamsand footings, it does not apply to sloping or vertical bars,to fabric, or to fitments. The factor k1 is not applied toreinforcement extension values in clause 6.6.1.7. andminimum tensile reinforcement provided in accordancewith clause 6.7.1.3.

ii. Factor k2: This factor depends on the spacing of bars and type of reinforced member. It is obtained from an analysis of many differentresearch studies of slabs where pop-outs of thin covers occur beneath the bar. For beams, splitting across the member width is also apossible failure mode.

The worst situation occurs in members whichhave least resistance to both splitting and popoutfailures (eg narrow ribs or columns withoutstirrups or ties); for these cases k2 is taken as2.4. Where beams and columns are designedwith fitments, k2 may be reduced from 2.4 to 2.2which would be the case in most designs.

Where bars are closely spaced in slabs andwalls, there in a danger of splitting along theplane of the reinforcement. A bar is considered todevelop its (yield) stress within the length Lsy.t,from its end. If this length is closer than 150 mm to the anchorage length of an adjacent parallelbar, then k2 = 2.4 as above. If adjacentanchorage lengths are separated by more than150 mm, k2 = 1.7. This does not mean that allbars in slabs or walls must be 150 mm or moreapart with staggered ends. Anchoring bars in low-stress zones allows gradual stressdevelopment.

iii. Expression (2a + db): The expression (2a + db)defines the outside diameter of a concretecylinder of length Lsy.t coaxial with andsurrounding, a bar of size db. This cylindershould not encroach on the relevant cylindersurrounding an adjacent bar. To ensure that thisdoes not occur, the bars must be spaced furtherapart than (2a + db).

iv. The minimum value of Lsy.t (25 k, db) uses a steelyield strength of 400 Mpa and is based on the formula 0.058 dbfc where fe is the steel tensilestrength (ACI 318). It is increased by the factor k1

kedalaman beton yang lebih kecil. Faktor ini hanyaberlaku pada tulangan memanjang pada pelat, dinding,balok, dan pondasi, ini tidak berlaku pada tulanganmiring dan tegak, anyaman dan ikatan. Faktor k,, tidakdigunakan untuk nilai perpanjangan tulangan dalamsub-bagian 6.6.1.7 dan tulangan tarik minimum yangsesuai dengan sub-bagian 6.7.1.3.

ii. Faktor k2 : Faktor ini tergantung pada jarak tulangan dan tipe elemen yang ditulangi. Nilai inidiperoleh dari analisa berbagai penelitian padapelat dimana lepasnya selimut tipis terjadidibawah tulangan. Untuk balok, pecah sepanjanglebar elemen juga mungkin merupakan bentukkegagalan.

Situasi yang paling jelek terjadi pada elemenyang mempunyai tahanan yang kecil terhadapkegagalan pecah dan lepas (seperti rib sempitatau kolom tanpa sengkang atau ikatan); untukkasus ini k2 diambil 2.4. Bila kolom dan balokdirencanakan dengan ikatan, k2 dapat dikurangidari 2.4 ke 2.2 yang mana merupakan kasusumum dalam perencanaan.

Bila tulangan dipasang secara rapat pada pelatdan dinding, bahaya pecah terdapat sepanjangbidang tulangan. Suatu tulangandipertimbangkan menyalurkan tegangan lelehnyasepanjang Lsy.t dari ujungnya. Bila panjang inilebih pendek dari 150mm ke panjangpengangkeran tulangan sejajar yang berdekatan,k2 diambil 2.4 seperti diatas. Bila panjangpengankeran yang berdekatan dipisahkan lebihdari 150mm, k2 - 1.7. Ini tidak berarti bahwaseluruh tulang pada pelat atau dinding harus150mm atau lebih terpisah dari ujung yangdikaitkan. Tulangan angker pada daerahtegangan yang rendah mengizinkan penyalurantegangan perlahanIahan.

iii. Ekspresi (2a + db) : Ekspresi (2a + db)membatasi diameter luar silinder betonsepanjang Lsy.t,, koaksial dengan mengelilingitulangan dengan ukuran db. Silinder ini seharusnya tidak membawahi silinder berkaitanyang mengelilingi tulangan yang berdekatan.Untuk menjamin bahwa hal ini tidak terjadi,tulangan harus diletakkan terpisah lebih jauh dari(2a + db).

iv. Nilai minimum Lsy.t (25 k, db) menggunakankekuatan Ieleh baja 400MPa dan didasarkanpada rumus 0.058 dbfc dimana fe adalahkekuatan tarik baja (ACI 318). Ini ditambahdengan faktor k1.

K6 - 80

K6.11.1.2.2 Deemed-to-comply DevelopmentLengths

As practical alternative to calculating developmentlengths from the formula in sub-clause 6.11.1.2.1, Table6.18 groups together combinations of concrete strength,nominal cover, and calculated tensile developmentlengths.

The Table in the Code does not apply to beams andcolumns without fitments. The Table is subject to barspacing restrictions. The cover/concrete strengthcombination resemble, but are not restricted to thosegiven in Tables 6.6. and 6.7.

For slabs and walls, values were calculated using k2 = 1.7. For beams and columns, the calculations used k2 = 22, but an allowance was made for the size R6 fitmentsfor bars < 20 mm, and R10 fitments for bars > 20 mm, the cover used being to the bar being anchored. In thisway it was possible to have a single table which coveredboth cases, with the restriction of application to beamsand columns with fitments, and a wide separation ofbars over the length in which they develop their stress.

The values in the Table are calculated from the formulagiven in sub-clause 6.11.1.2.1 (i) where the cover to thedeformed bar was obtained from the nominal cover tothe bar nearest to the concrete surface (Tables 6.6 and6.7), increased by the size of the fitment as appropriate,and reduced by 5 mm for negative steel fixing tolerancein accordance with sub-clause 6.3.8.3.1.

The Table may also be used for members with highervalues of negative steel fixing tolerances, eg pileswithout permanent casing, provided that thedevelopment length is obtained from the Table for the appropriate nominal cover, not increased in accordancewith provisions of sub-clause 6.3.8.3.2. This will produceslightly conservative values of development length.

For any concrete strength, only the stated cover orlarger cover may be used.

As will be seen in clause 6.1 1.2.3., Table 6.18 alsoapplies to lap splices in members which satisfy the sameconditions.

The Table does not contain values for Y32 and Y36 barsfor small covers. Use of large diameter bars incombination with small cover particularly with lowerstrength concrete is not recommended.

K6.11.1.2.2 Anggapan yang Memenuhi PanjangPenyaluran

Sebagai pilihan praktis untuk menghitung panjangpenyaluran dari rumus pada sub-bagian 6.11.1.2.1,Table 6.18 mengumpulkan kombinasi kekuatan beton,selimut nominal dan panjang penyaluran tarik yangdihitung.

Tabel pada peraturan ini tidak berlaku untuk balok dankolom tanpa tulangan kait, dan pembatan penggunaanuntuk balok dan kolom dengan tulangan kait, danpemisahan tulangan yang besar sepanjang dimanamereka menyalurkan tegangannya.

Untuk slab dan dinding, nilai dihitung dengan menggunakan k2 = 1.7. Untuk balak dan kolom,perhitungan yang digunakan k2 = 22, tapi kelonggarandibuat untuk ikatan ukuran R6 untuk tulangan < 20mm,dan R10 untuk balok >20mm, selimut yang digunakandihitung sampai ketulangan yang diangker. Pada caraini, memungkinkan untuk memiliki suatu tabel tunggalyang meliputi kedua kasus, dengan pembatasanpemakaian terhadap balok dan kolom dengan ikatan,pemisahkan yang jauh tulangan sepanjang yang manamereka menyalurkan tegangan.

Nilai pada tabel dihitung dari rumus yang diberikandalam sub-bagian 6.11.1.2.1 (i) dimana selimut untukbaja berulir diperoleh dari selimut minimal terhadaptulangan yang paling dekat kepermukaan beton (Tabel6.6 dan 6.7), ditambah dengan ukuran kaitan, dandikurangi 5mm untuk toleransi pemasangan tulangannegatif sesuai dengan subbagian 6.3.8.3.1.

Tabel dapat juga digunakan untuk elemen dengan nilaitoleransi pemasangan tulangan negatif yang lebihbesar, seperti tiang tanpa cetakan permanen, selamapanjang penyaluran diperoleh dari tabel untuk selimutnominal yang cukup, tidak ditambah sesuai dengankelengkapan sub-bagian 6.3.8.3.2. Ini akanmenghasilkan nilai panjang penyaluran yang sedikitkonservatif.

Untuk beton manapun, hanya selimut yang diberikanatau selimut yang lebih tebal yang dapat digunakan.

Sebagai yang terlihat dalam sub-bagian 6.11.2.3, Tabel6.18 juga berlaku untuk sambungan tumpuk dalamelemen yang memenuhi kondisi yang sama.

Tabel tidak mengandung nilai untuk tulangan Y32 danY36 untuk selimut tipis. Penggunaan diameter tulanganyang tebih besar dengan kombinasi selimut yang lebihtipis terutama dengan mutu beton rendah tidakdisarankan.

K6 - 81

K6.11.1.2.3 Development Length to Develop LessThan Yield Strength

This sub-clause is not to be applied to the calculation oflap lengths. Only full-strength lap splices are permittedin this Code (See clause 6.11.2.1.)

K6.11.1.2.4 Development Length Around a Curve

This sub-clause distinguishes between a curve and abend. The value of 10db is a practical limit on curvatureabove which a curved length behaves like a straightpiece without causing either excess bearing stressinside the bend of separation between the bar and theconcrete or the outside of the bend.

K6.11.1.2.5 Development Length of a Bar with aStandard Hook

The values are close to those which have been used formany years.

i. Standard hooks: Standard 1800 and 1350 hooks,and 90° cogs require the steel lengths given inTable K6.1. They are the minimum lengths whichphysically can be bent on a bending machine,lengths shorter than these should be specifiedwith caution as they would not provide thenecessary anchorage assumed in sub-clause6.11.1.2.5.

The length of bar required to make a hook isgenerally less than the straight bar developmentlength because a hook makes use of bearingpressure inside the bend. The length of a 135° hook should be the same as for a 180° hook.

K6.11.1.2.6 Standard Hooks

No commentary.

K6.11.1.2.7 Internal Diameter of Bends or Hooks

No commentary.

K6.11.1.2.3 Panjang Penyaluran untuk MenyalurkanKurang dari Kuat Leleh

Sub-bagian ini tidak membedakan antara lengkungandengan bengkokan. Nilai 10 db adalah batas praktis dimana panjang yang dilengkungkan berlaku sepertipotongan lurus tanpa menyebabkan tegangan tumpuanyang berlebihan pada bagian dalam bengkokanpemisahan antara tulangan dan beton atau bagian luardari bengkokan.

K6.11.1.2.4 Panjang Penyaluran DisekitarDengkokan

Sub-bagian ini membedakan antara lengkungan denganbengkokan. Nilai 10 db adalah batas praktis dimanapanjang yang dilengkungkan berlaku seperti potonganlurus tanpa menyebabkan tegangan tumpuan yangberlebihan pada bagian dalam bengkokan pemisahanantara tulangan dan beton atau bagian luar daribengkokan.

K6.11.1.2.5 Panjang Penyaluran Tulangan denganKaitan Standar

Nilai-nilai disini dekat dengan nilai yang sudahdigunakan bertahun-tahun.

i. Kaitan standar : Kaitan 180° dan 135° standardan gerigi 90° memerlukan panjang baja yangdiberikan dalam Tabel k6.1. Mereka adalahpanjang minimum yang secara fisik dapatdibengkokan pada mesin pembengkok, panjangyang lebih pendek dari itu seharusnyadispesifikasikan dengan hati-hati karena merekatidak memberikan anker yang diinginkan yangdianggap dalam sub-bagian 6.1 1.1.25.

Panjang tulangan yang dibutuhkan untukmembuat kaitan umumnya kurang dari panjangpenyaluran tulangan lurus karena kaitanmemanfaatkan tekanan tumpuan pada bagiandalam bengkokan. Panjang kaitan 135°seharusnya sama dengan untuk kaitan 180°.

K6.11.1.2.6 Kaitan Standar


K6.11.1.2.7 Diameter Dalam dari Bengkokan atauKaitan


K6 - 82

K6.11.1.3 Development Length for a Barin Compression

The development length of a bar in compression isgiven by the expression:

where f1 is the steel tensile strength (refer to ACI318).Using a concrete strength of 25 Mpa, this gives a lengthof 20 db which was adopted for all concrete grades.

This is not to be confused with the value of 30 db for compression Lap splicing as given in clause 6.11.2.5.

Where a bar in compression is bent for constructionpurposes, such as a 90° bend for a starter bar within afooting, the straight embedment into the footing must benot less than 20 db.

K6.11.1.4 Development Length of Bundled Bars

Bundles are not limited to columns. The factors compensate for the reduced bar perimeter in contactwith the surrounding concrete. (See also sub-clause6.6.1.7.7. and clause 6.8.7.2.)

Minimum Length of Bar to form Standard Hooks

Bar sizemmType of Bar di

(1)

6 10 12 16 20 24 28 32 36

I. Normal Bends:

Fitments bar grade 250wire grade 450 3 db 100 110 120 140 NOT RECOMMENDED

Fitments bar grade 400 4 db 110 130 140 170 200 230 270 300 340

Bars other than in (ii) and (iii)below 5 db 120 140 160 180 220 260 300 340 380

Ii. Bends Designed to be Straightened or Rebent Later

db 16mm 4 db 110 130 140 170 NOT APPLICABLE

db = 20 or 24 mm 5 db 220 260

db 28mm 6 db NOT APPLICABLE 330 380 430

iii. Bends in Epoxy-coated or Galvanised Reinforcement

db 6mm 5 db 120 140 160 180 NOT APPLICABLE

db 20 mm 8 db NOT APPLICABLE 290 340 390 440 500

K6.1 1.1.3 Panjang Penyaluran untuk Tulanganyang Tertekan

Panjang penyaluran untuk tulangan yang tertekandiberikan oleh persamaan:

dimana: f1 adalah kekuatan tarik baja (mengacu padaACI-318). Menggunakan kekuatan beton 25MPa,memberikan panjang 20 db yang diambil untuk semuamutu beton.

Hal ini seharusnya tidak dicampur-adukan dengan nilai30 db untuk sambungan tumpuk tertekan seperti yangdiberikan dalam bagian 6.11.2.5.

Bila tulangan tekan dibengkokkan untuk tujuanpelaksanaan, seperti pembengkokan 90° pada tulanganawal pada pondasi, penanaman lurus kedalam pondasitidak boleh kurang dari 20db.

K6.11.1.4 Panjang Penyaluran untuk TulanganTerkelompok

Pengelompokkan tidak dibatasi pada kolom.Faktorfaktor disini menggantikan keliling tulangan yangterkurangi pada kontrak dengan beton sekitarnya. Whatjuga sub-bagian 6.6.1.7.7 dan 6.8.7.2).

K6 - 83

K6.11.1.5 Development Length of Fabric inTension

The addition of 25 mm assumes that one full meshspacing is embedded.

K6.11.1.6 Strength Development inReinforcement by an Anchorage

The strength of a welded or mechanical anchorageshould be capable of being checked by a suitable tensiletest. For example, if the anchorage is for a 400Y bar, theforce to be sustained before failure would be 440 AbNewtons. The factor of 1.1 multiplied by the specifiedminimum yield strength, fsy has been found fromexperience to be a realistic minimum.

K6.11.2 SPLICING OF REINFORCEMENT

K6.11.2.1 General

All splices are to be based on the tensile yield strength(fsy) for bars and fabric. Reduced values are notpermitted for splices.

Clause 6.1.5.2 requires designers to specify in thedrawings the actual lap length. Lap lengths shouldalways be specified as that required for the smaller barbeing spliced because this size controls the maximumforce which can be transmitted.

Item 6.11.2.1 (iii) is retained because in years to come, renovation of existing structures will require knowledgeof the steel type. Cold worked bars (as twisted square-bars, or twisted deformed bars), were manufacturedbetween 1957 and 1983 from Grade 230 bar. They hada carbon content of 0.25% maximum, and a carbonequivalent of 0.45% maximum based on C + Mn/6. Thismaterial can be welded without preheat, although low-hydrogen electrodes are preferred. The untwisted endportion, of approximately 150 mm, has not had itsstrength raised above the allowable basic strength of 230 Mpa, therefore bars of higher strength cannotdevelop full strength if welded on to the end.

Item 6.11.2.1 (iv) relates to member of a truss, or to hangers which rely only on the steel to carry tension.

Drawings should indicate very. clearly where the structural laps are needed. For steel fixing purposes, itis common practice to overlap and to tie together barswhich are parallel but which are not

K6.11.1.5 Panjang Penyaluran dari Tulanganyang Dianyam Akibat Tarik

Tambahan 251m menganggap bahwa satu jarak penuhanyaman dtselimuti.

K6.11.1.6 Penyaturan Kekuatan pada TulanganAkibat Pengangkeran

Kekuatan angker yang dilas atau mekanis seharusnyamampu dicek dengan pengujian tarik yang sesuai.Sebagai contoh, jika suatu anker untuk tulangan Y400.gaya yang harus ditahan sebelum gagal seharusnya440 Ab Newtons. Faktor 1.1 yang dikali dengankekuatan leleh minimum yang dispesifikasikan fsy,didapat dari pengalaman sebagai minimum yangrealistis.

K6.11.2 PENYAMBUNGAN TULANGAN

K6.11.2.1 Umum

Semua sambungan harus didasarkan pada kekuatanleleh tarik (fsy) untuk tulangan dan anyaman. Nilai yangdikurangi tidak diizinkan untuk sambungan.

Bagian 6.1.5.2 menginginkan perencana untukmenspesifikasikan pada gambar panjang tumpuk nyata.Panjang tumpuk seharusnya selalu dispesifikasikansebagai yang dibutuhkan untuk tulangan lebih kecilyang disambung karena ukuran ini mengendalkan gayamaksimum yang dapat dipindahkan.

Bagian 6.11.2.1 (ii) dipertahankan karena nantinya,perbaikan struktur yang ada memerlukan pengetahuantipe tulangan. Tulang yang dikerjakan secara dinginIseperti tulangan segiempat yang diputar, atau baja uliryang diputar), diproduksi antara 1957-1983dari tulangangrade 230. Mereka memiliki kadar karbon maksimum0.25%, dan ukivalen karbon maksimum 0.45% yangdidasarkan pada C + Mn/6. Material ini dapatdipanaskan terlabih dahulu, meskipun elektrodahidrogen rendah digunakan. Bagian ujung yang tidakterputar, kirakira 1 50mm, tegangannya tidak meningkatmelebihi kekuatan dasar yang diizinkan 230MPa,karena itu tulangan berkekuatan lebih tinggi tidak dapatmengembangkan kekuatan penuh jika dilas sampaikeujung.

Bagian 6.11.2.1 (iv) berhubungan dengan elemensebuah rangka, atau penggantung yang hanyamengandalkan baja untuk memikul tarik.

Gambar seharusnya menunjukkan dengan sangat jelasdimana tumpuan secara struktur diperlukan. Untukmaksud pemasangan baja, umum dalam pelaksanaanuntuk melebihkan dan mengikat

K6 - 84

specifically transferring force from one to the other. Thiswould include top steel in beams near midspan, or tiebars supporting main negative steel in slabs, or thetransverse wires of fabric in the top of slabs or as beamfitments. For such bars, perhaps only 150 mm of overlapis needed, and for the fabric the outermost main wirescan be tied together without any overlap if cross-wiresare not used for crackcontrol, etc.

K6.1 1.2.2 Welded or Mechanical Splices

K6.11.2.2.1 General

It may be cheaper to make and test prototype splicesthan to design them by analysis. Guidance is given onthe design of welded splices but additional referencesmay be required. Patented devices should be testedusing this Article. The reasons for the factor of 1.1 arethe same as for Article K6.11.1.6.

K6.11.2.2.2 Allowable Stresses in Welds

Reference should be made to relevant reinforcementstandards for the appropriate value of fsy.

K6.11.2.3 Lapped Splices for Bars in Tension

The splice length and the development length may betaken as the same value. This is based on researchexplained in details by Reynolds (1978) and reports tothe ACI Committee 408. Refer to Orangun et al (1977)and Discussion. Note the requirement to separateadjacent bars in slabs by 150 mm or more if spliced atone cross-section and k2 = 1.7 is adopted. Otherwise k2= 2.4 must be used. The best solution is to stagger thelap locations by at least Lsy.t

K6.11.2.4 Lapped Splices for Fabric in Tension

Tests on fabrics have shown that the strengths of crosswire welds with plain wire are well above the minimumvalue of 250 Mpa and that, when embedded in concrete,the anchorage effect is almost doubled. The additional25 mm overlap (ACI

tulangan yang sejajar tapi tidak dispesifikasikan untukmemindahkan gaya dari yang satu ke yang lainnya. Inimeliputi tulangan atas balok dekat yang satu ke yangIainnya. Ini meliputi tulangan atas balok dekat tengahbentang, atau tulangan ikat yang mendukung tulangannegatif utama pada pelat, atau kawat melintanganyaman pada bagian atas pelat atau sebagai pengikatbalok. Untuk tulangan yang demikian, barangkali hanya150mm overlap yang dibutuhkan, dan untuk anyamankawat utama paling luar dapat diikatkan tanpa iverlapjika kawat melintang dapat digunakan untuk pengendali retak, dll.

K6.11.2.2 Sambungan Mekanis atau Las

K6.11.2.2.1 Umum

Mungkin lebih murah membuat dan menguji sambunganprototype dari merencanakan mereka dengan analisa.Arahan diberikan untuk perencanaan sambungan lastapi literatur tambahan mungkin diperlukan. Alat yangdipaten seharusnya diuji dengan menggunakan artikelini. Alasan dari faktor 1.1 adalah sama seperti untukArtikel K6.11.1.6.

K6.11.2.2.2 Tegangan-tegangan Ijin dalam Las

Acuan seharusnya dibuat untuk standar tulangan yangbersangkutan untuk nilai fsy yang sesuai.

K6.11.2.3 Sambungan Tumpang untuk TulanganTarik

Panjang sambungan dan panjang penyaluran dapatdiambil sebagai nilai yang sama. Ini didasarkan padapenelitian yang diterangkan secara seksama oleh Reynold (1978) dan laporan untuk ACI committee 408. Mengacu pada Orangun et al (1977) and discussion.Perhatikan persyaratan untuk memisahkan tulanganyang berdekatan pada pelat dengan 150 mm atau lebihjika disambung pada satu penampang melintang dan k2= 1.7 diambil. Jika tidak k2 = 2.4 harus digunakan.Penyelesaian terbaik adalah memisahkan lokasitumpangan sedikitnya Lsy.t

K6.11.2.4 Sambungan Tumpang untuk AnyamanTulangan yang Tertarik

Pengujian pada anyaman telah menunjukkan bahwakekuatan las kawat melintang dengan kawat polosadalah baik diatas nilai minimum 250 MPa dan bilatertanam dalam beton dampak pengangkeran menjadidua kali lipat. Akan tetapi pengikatan

K6 - 85

348-83), has been omitted as a result. However, tying ofthe overlap is advisable.

K6.11.2.5 Lapped Splices for Bars in Compression

A value of 30 db based on the smaller bar at the splicehas been adopted. This is a rounded-off version of theexpression 0.073 f.db mm where f, is the steel tensilestrength (Refer to ACI 318-83), for steel yield strength of400 Mpa.

K6.11.2.6 Lapped Splices for Bundled Bars

All bundled-bar splices require careful planning to ensure they do not all occur at one cross-section. Seeclause 6.8.74 generally. See also sub-clause 6.6.1.7.7.clause 6.8.7.2.

K6.11.3 STRESS DEVELOPMENT IN TENDONS

K6.11.3.1 General No commentary.

K6.11.3.2 Development Length of PretensionedTendons

When an untensioned strand is used as reinforcement,there is a reduction in overall diameter of a stand as itbecomes stressed because of the way the individualwires are laid, hence the factor of 1.5 to increase theminimum length.

K6.1 1.3.3 Stress Development in PosttensionedTendons by Anchorages

This clause is based on the tensile strength fp, not yield strength fpy.

K6.11.4 COUPLING OF TENDONS

The strength of the couplers is based on the tendonstrength. The method of test is not specified; the DesignEngineer must be satisfied that the strength of thecouplers meets the requirements of the Code, possiblybased on tests carried out by reputable testinglaboratory, owing to the difficulty otherwise of testinghigh capacity couplers.

tumpangan lebih dapat disarankan.

K6.11.2.5 Sambungan Tumpang untuk Tulanganyang Tertekan

Nilai 30 db yang didasarkan pada tulang yang lebih kecilpada sambungan diambil. Ini bentuk yang dibulatkandari 0.073 f.db mm dimana f, adalah kekuatan tarik baja(mengacu pada ACI 318-83) untuk kuat leleh baja 400MPa.

K6.11.2.6 Sambungan Tumpang untuk TulanganTerkelompok

Seluruh sambungan tulangan terkelompok memerlukanperencanaan yang hati-hati untuk menjamin merekatidak sekali terjadi pada satu penampang melintang.Lihat juga sub-bagian 6.6.1.7.7 dan bagian 6.8.7.2.

K6.11.3 PENYALURAN TEGANGAN DALAMTENDON

K6.11.3.1 Umum Tidak perlu jawaban.

K6.11.3.2 Panjang Penyaluran untuk Tendon Pra-penegangan

Bila suatu kabel yang tak ditarik digunakan sebagaitulangan, terjadi pengurangan pada seluruh diameterkabel ketika kabel itu ditegangkan karena cara masing-masing kawat dibentangkan, karena itu faktor 1.5 digunakan untuk menambah panjang minimum.

K6.11.3.3 Penyaluran Tegangan pada TendonPasca-penegangan denganPengangkeran

Bagian ini didasarkan pada kekuatan tarik fp, tidak kekuatan leleh fpy.

K6.11.4 PENGKOPELAN TENDON

Kekuatan pengkopel didasarkan pada kekuatan tendon.Metode pengujian tidak dispesifikasikan; perencanaharus meyakinkan bahwa kekuatan pengkopelmemenuhi persyaratan peraturan ini, mungkindidasarkan pengujian yang dilakukan oleh laboratoriumyang dipercaya, karena kesulitan pengujian pengkopeldengan kapasitas tinggi.

K6 - 86

K6.12 JOINTS, EMBEDDED ITEMS, FIXINGS AND CONNECTORS

K6.12.1 DESIGN OF JOINTS

K6.12.1.1 Construction Joints

Only general performance requirements are given in thisclause.

K6.12.1.2 Movement Joints

The provision of properly designed and locatedmovement joints, to control shrinkage and thermalmovements, in an important aspect of structural design.Clause 6.1.5.2 requires all such joints to be located anddetailed in the structural plans.

Like the previous clause, only general performancerequirements are given. The magnitude of the expectedmovements will have to be assessed in accordance withSections 2 and 8 and Sub-Section 6.4. For structures inseismic zones, the appropriate effects should also beconsidered.

K6.12.2 EMBEDDED ITEMS AND HOLES IN CONCRETE

K6.12.2.1 General

Some useful information is given in PCI (1985).

K6.12.2.2 Limitation on Materials

No commentary.

K6.12.2.3 Pipes Containing Liquid, Gas orVapour

No commentary.

K6.12.2.4 Spacing and Cover

No commentary.

K6.12 SAMBUNGAN, BENDA YANG TERTANAM, PERLENGKAPANDAN PENYAMBUNG

K6.12.1 PERENCANAAN SAMBUNGAN

K6.12.1.1 Sambungan Konstruksi

Hanya syarat-syarat keadaan umum yang diberikandalam sub-bagian ini.

K6.12.1.2 Sambungan Gerakan

Kelengkapan sambungan gerakan yang direncanakandan ditempatkan dengan baik, untuk mengendalikansusut dan gerakan termal, adalah aspek yang pentingpada perencanaan struktur. Sub-bagian 6.1.5.2membutuhkan sambungan yang demikian untukditempatkan dan didetail pada rencana struktur.

Seperti sub-bagian yang terdahulu, hanya persyaratankeadaan umum diberikan. Besaran gerakan yangdiharapkan harus ditentukan sesuai dengan Bagian 2dan 8 dan sub-bagian 6.4. Untuk struktur pada daerahseismik, dampak yang sesuai seharusnya jugadipertimbangkan.

K6.12.2 BENDA YANG TERTANAM DAN .LOBANG DALAM BETON

K6.12.2.1 Umum

Beberapa informasi yang berguna diberikan dalam PCI(1985).

K6.12.2.2 Syarat-syarat Bahan


K6.12.2.3 Pipa yang Mengalirkan Cairan, Gasatau Asap


K6.12.2.4 Jarak dan Selimut Seton


K6 - 87

K6.12.3 REQUIREMENTS FOR FIXINGS

Where the connections between members are notmonolithic, the requirements of this Article ensure thatthe general philosophy, of providing for the ductilebehaviours of members at ultimate load conditions,extends to each part of the connection.

Reinforcement steel should not be used directly as alifting device (SRIA 1989), particularly if it has alreadybeen bent, hot or cold, int he zone where lifting hooks orslings will be attached. Coldbending inherently impliesthat the bar has been strained beyond its yield pointcausing damage to the surface of the steel. Hot-bendingwill probably alter the crystal structure of the steel. Bothbending methods can have unpredictable results duringa lifting operation where very heavy loads with impactare involved.

K6.12.4 CONNECTIONS

No commentary.

K6.12.3 PERSYARATAN UNTUKPERLENGKAPAN

Bila hubungan antara elemen tidak monolit,syaratsyarat-syarat pada Artikel ini menjamin bahwapilosofi umum, pemberian perilaku kelenturan darielemen pada kondisi beban ultimate, meluas ke masing-masing bagian sambungan.

Tulangan seharusnya tidak digunakan secara langsungsebagai suatu alat pengangkat (SRIA 1989), terutamajika tulangan sudah dibengkokan, panas atau dingin,pada daerah dimana kait atau kabel pengangkat akandipasang. Pembengkokan dingin secara nyatamenunjukkan bahwa tulangan yang sudah ditarikmelebihi titik lelehnya menyebabkan kerusakan padapermukaan baja. Pembengkokan panas mungkinmerubah struktur kristal baja. Kedua metodepembengkokan ini memiliki hasil yang tidak teramalselama operasi pengangkatan dimana beban yangsangat besar dengan tumbukan terlibat.

K6.12.4 SAMBUNGAN


K6 - 88

K6.13 PLAIN CONCRETE MEMBERS

K6.13.1 APPLICATION

Plain concrete members include those where, in thestructural design of the member, no account has beentaken of any reinforcement which it may contain.

K6.13.2 DESIGN

K6.13.2.1 Basic Principles of Strength Design

No commentary.

K6.13.2.2 Section Properties

The reduction in dimension for members cast againstsoil, i.e. an excavated face, is to allow for the expecteddeviations in that surface.

K6.13.3 STRENGTH IN BENDING

The gross sections properties should be used, reducedif required as Clause 6.13.2.2.

K6.13.4 STRENGTH IN SHEAR

These equations for shear have been developed to beconsistent with the values used for beams and slabs inshear.

K6.13.5 STRENGTH IN AXIALCOMPRESSION

It is assumed that the surrounding soil supplies sufficientrestrain to an in-situ pile to prevent bucking.

K6.13.6 STRENGTH IN COMBINED BENDINGAND COMPRESSION

This Article provides a simple interaction relation thathas been shown in practice to be conservative.

K6.13 BAGIAN KOMPONEN BETON TIDAK BERTULANG

K6.13.1 PENGGUNAAN

Elemen beton tak bertulang termasuk elemen dimanapada perencanaan struktur elemen tidak memerlukantulangan meskipun elemen itu mengandung tulangan.

K6.13.2 PERENCANAAN

K6.13.2.1 Prinsip-prinsip Dasar dariPerencanaan Kekuatan


K6.13.2.2 Sifat-sifat Penampang

Pengurangan dimensi untuk elemen yang diletakkanpada tanah, seperti muka yang diangkat, adalah untukmengizinkan penyimpangan yang diharapkan padapermukaan itu.

K6.13.3 KEKUATAN DALAM LENTUR

Sifat-sifat potongan total seharusnya digunakan, kurangibila diperlukan seperti pada sub-bagian 6.13.2.2.

K6.13.4 KEKUATAN DALAM GESER

Persamaan-persamaan untuk geser dikembangkanuntuk konsisten dengan harga yang digunakan untukbalok dan pelat dalam geser.

K6.13.5 KEKUATAN TERHADAP TEKANAKSIAL

Dianggap bahwa soil disekitar memberikan tahananyang cukup pada tiang cor ditempat untuk menghindaritekuk.

K6.13.6 KEKUATAN DALAM KOMBINASILENTUR DENGAN TEKAN

Artikel ini memberikan hubungan interaksi yangsederhana yang sudah ditunjukkan konservatif dalamperlaksanaan.

K6 - 89

REFERENCES

GENERAL SOURCE DOCUMENTS

a. Austroads (for merly National of Australian State Road Authorities) " Draft Bridge Design Specification (in LimitState Format).” unpublished, 1991.

b. National Association of Australian State Road Authorities "NAASRA Bridge Design Specification.” Sy dney,1976.

c. American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for HighwayBridges." 14th edition, W ashington DC, 198 8.

d. British Standards Institution, BS 5400, " Steel, Concrete and Composite Bridges", Part 4. Code of Practice for Design of Concrete Bridges, BSI, Londo n, 1982.

e. Directorate General of Bina Marga, De partment of Public Works, "Loading Specification for Highway BridgesNo. 12/1970. "Jakarta, revise d Jan 1988.

f. AS 3600 "Conc rete Design Code', St andards Australia, S ydney 1988.

SELECTED REFERENCES

References for Sub-section 6.1

ISO 3898 "Bases for design of structures - Notation - General Symbols", In ternational Organisation for Standarisation,1987.


ACI 215-74 "Considerations for the Design of Concrete Structures Subjected to Fatigue Loadings", Journ al of theAmerican Concrete Institute, Proc. Vol. 71, No.3, March 1 974

ACI SP-75 "Fatigue of Concrete Structures", American Concrete In stitute, Detroit, 198 2.

AS 2674 "Vibration and Shock - Guide to Evaluation of Human Exposure to Whole Body Vibration", Standards Australia, 1983.

Irwin, A.W. " Human Response to Dynamic Motion of Structures", Struc tural Engineer, Vol. 56A No. 9, Septem ber1978.

Wheeler, J.E. " Prediction and Control of Pedestrian Induced Vibrations in Footbridges", Journ al of the StructuralDivision, ASCE , Vol 108, No S T9, September 1982.


ACI 318 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete", America n Concrete Institute, 198 3.

ACI 318R-83 "Commentary on Building Code Requirements for Reinforced Concrete (AC/318-83)",AmericanConcrete Institute, 1983..

ACI 201, 2R- 77 "Guide to Durable Concrete", Manual for Concrete Practice, Part 1, American Concrete Institute,1985.

ACI 515R-66 "Guide for the Protection of Concrete Against Chemical Attack by Means of Coatings and OtherCorrosion-Resistance Materials", Manua l of Concrete Practice Part 5, American Concrete Institute, 198 5.

K6 - 90

AS 2312 "Guide to the Protection of Iron and Steel against Atmospheric Corrosion", Standards Association ofAustralia, 1984.

Beresford, F .G. and Ho, D. W.S. "Repair of Concrete Structures -A Scientific Assessment", Concr ete Institute ofAustralia, Bien nial Conference, Canb erra, 1 979.

BS 8007 "Code of Practice for Design of Concrete for Retaining Aqueous Liquids", British Standar ds Institution, 19 81.

BS 81 10 "Str uctural Use of Concrete, Pa rt-1 Code of Practice for Design and Construction", Bri tish StandardsInstitution, 19 85.

FIP "Design and Construction of Concrete Sea Structures", Commission on Concrete Sea Structures, F ourth Edition,Thomas Telford Ltd, 198 5.

Guirguis, S. " Durability of Concrete Structures", T N 37, Cement and Concrete Association of Australia, November,1980.

Guirguis, S. " Minimum cover Requirements", TR/F 97, C ement and Concrete Association of Australia, Novemb er,1985.

Guirguis, S. " Durable Concrete Structures", T N 57, Cement and Co ncrete Association of Australia, March, 1989.

Guirguis, S. " Hydraulic Cements - Properties and Characteristics", T N 59, Ceme nt and Concrete Association ofAustralia, March 1989.

Ho, D.W .S. and Lewis, R.K. " Warning - Surface Treatment of Dry Reinforced Concrete", Concr ete Institute of AustraliaNews, Vol. 8, No.2, July 1982.

Ho, D.W .S. and Lewis, R.K. " Concrete Quality After One Year of Outdoor Exposure", Du rability of Building Materials,Vol. 5 pp 1 to 11, 1987

Ho, D.W .S. and Lewis, R.K. " The specification of concrete for reinforcement protection -performance criteria andcompliance by strength", Cem ent and Concrete Research, Vol. 18 No. 4 p p 584 to 594, 1 988.

Hope, B.B. and Ip, A.K.C. " Chloride Corrosion Threshold in Concrete", A CI Materials Journals, Vol. 84, No. 4 pp 306-314, Jul-A ug 1987.

Kettle, R. and Sadgz adeh, M. (1987) " The Influence of Construction Procedures on Abrasion Resistance", Concr eteDurability, Kath erine and Bryant Mather International Conference, ACI SP1 00, Vol. 2 pp 1 385-1410, 198 7.

Potter, R.J. and G uirguis, S . "Concrete th e Durable Material", S ymposium on Concrete, 198 1 - Towards BetterConcrete Structures, The Institution of Engineers, Australia, Canberra, 19 81.


Alexander, K.M., W ardlaw, J. and Ivanusec, I. "The Influence of SOS, Content of Portland Cementation the Creep andother Physical Properties of Concrete", Cem ent and Concrete Research, Vol. 9, pp 45 1-459, 19 79.

AS 3600 Australian Standard 3600-1988, " Concrete Structures", Standar ds Australia, S ydney, 19 88.

Bazant, Z .P. and Panula, L. " Creep and Shrinkage Characterisation for Analysing Prestressed Concrete Structures",PCI Journal, Ma y-June 1980.

CEB Comite Europeen du Beton, " Deformabi/ity of Concrete Structures - Basic Assumptions", Bu lletin D'Informatio nNo. 90, 19 73.

CEB-FIP Comite European du Beton - Federation Internationale de la Precontrainte, " International Recommendationsfor the Design and Construction of Concrete Structures: Principles and Recommendations.", 1970

K6 - 91

CEB-FIP Comite Europeen du Beton - Federation Internationale de la Precontrainte, International System of UnifiedCodes of Practice for Structures, Vols I and II, 3rd Ed, 1978.

L'Hermite, R " Annales de L Institut Technique et des Travaux Publics", N o. 309/3 10, Se p-Oct 1973, pp 1-43, 197 3.

Muller, H.S and Hilsdorf, H.K. " Comparison and Prediction Methods for Creep Coefficients of Structural Concrete withExperimental Data", Re produced in Wittman, F .H., Fundamental Research on Creep and Shrinkage of Concrete,Martinus Nijhoff (T he Hague, Boston, Lo ndon), pp 269- 278, 1982

McDonald, D., Roper, H. a nd Samarin, A. " Prediction Accuracy of Creep and Shrinkage Models for Australian Concrete", Proceedings 14th ARRB Conference, Adel aide, Vol 14 Part 7, 198 8.

NAASRA National Association of State Road Authorities, " Bridge Design Specification", NA ASRA, S ydney, 1976.

Neville, A.M. " Creep of Concrete: Plain, Reinforced and Prestressed", Nort h Holland (Amsterdam), 197 0.

Neville, A.M. " Hardened Concrete: Physical and Mechanical Aspects", American Concrete Institute, Detroit,Monograph No. 6, pp 126-1 29 for shrinkage; pp 14 8-152 for creep, 19 71.

Pauw, A. " Static Modulus of Elasticity of Concrete as affected by Density", ACI Journ al, Proceedings, Vol 57 No. 6December, pp 679-687, 1 960.

Raphael J.M. "Tensile Strength in Concrete", ACI Journal, P roceedings, Vo l 81 No. 2, Mar ch-April, p p 158165, 198 4.

Taylor, W.H. " Concrete Technology and Practice", T able 30.2, p. 555 McG raw Hill, S ydney, 4th Ed, 19 77.

Trost, H. "The Consequences of the Principle of Superposition on Creep and Relaxation Problems in Concrete",Beton u Stahlbeton bau, O ct-Nov (T ranslation by J.G. Marsh available MRD WA Library), 1967.

Wang, P.T ., Shah, S.P. and Naaman, A.E . "High Strength Concrete in Ultimate Strength Design", Journ al of theStructural Division, ASCE Vol 104, No ST11, Novem ber, pp 1761-1773, 19 78.

Warner, R.F ., and Br ettle, H. J. "Strength of Reinforced Concrete in Bi-axial Bending and Compression", UNICIVReport No. R-24, 1967.

Wyche, P.J. " The Effects of Cyclic Temperature Loads on Concrete Bridges", Procee dings, 11th ARRB Conference,Melbourne, Vol 11, Part 2, 1982.

Wyche, P.J. " Creep and Shrinkage Measurements in Western Australia, Including Full Scale Bridge Results",Technical Report No. 0032T, Main Roads Department, Perth, W estern Australia, 19 83.

Wyche, P.J. " Serviceability Analysis of Concrete Sections", Procee dings, 1 2thARRB Conference, Hob art, Vol. 12, Part2, 1984.

REFERENCES FOR SUB-SECTION 6.5

Ahmad, A. an d Warner, R.F . "Ductility Requirements for Continuous Reinforced Concrete Structures", Report N o.R62, De partment of Civil Engineering, The University of Adelaide, 1 984.

Hillerborg, A. " Strip Method of Design", A Vie wpoint Publication, Cem ent and Concrete Association, Lo ndon, 197 5.

Kgboko, K., Wyche, P.J. and W arner, R.F . "Collapse Behaviour and Ductility Requirements in Partially PrestressedConcrete Bridge Girders", Pro ceedings 15th ARRB Conference, Dar win, Australi an Road Research Board, 1990 (Als opublished as Report No. R79, Dep artment of Civil Engineering, T he University of Adelaide, 1988).

Rangan, B.V. "Limit States Design of Flat Plates and Slabs", IABSE Pro ceedings, Zur ich, pp 2-77, 1 977. StandardsAustralia "Com mentary to AS 3600 (19 88)", Standards Australia, S ydney, 1990.

K6 - 92

Uren, J.G . "Bridge Superstructure Design Optimised Through the use of Spreadsheets to calculate Serviceability and Ultimate Bending Moment Envelopes, Including Moment Redistribution", Research Report STR:89003, Department ofCivil Engineering, Univ ersity of Western, Australia, 19 89.

Uren, J.G ., Wych e, P.J. an d Reynolds, G .C. "The Interaction between Prestress Secondary Moments, MomentRedistribution, and Ductility - a Treatise on AS3600 and the Draft 1988 NAASRA Bridge Code", Pro ceedings 2ndNational Structural Engineering Conference, Adelaide, T he Institution of Engineers, Australia National ConferencePublication 90/10, 19 90 (A lso published as Research Report STR:89002, Dep artment of Civil Engineering, Un iversityof Western Australia, 19 89).

Warner, R.F . "Computer Simulation of the Collapse Behaviour of Concrete Structures with Limited Ductility",Proceedings of the International Conference on Computer Aided Analysis and Design of Concrete Structures, Sp lit,Yugoslavia, 17 -21 Sept, pp 1 257-1270, 198 4.

Warner, R.F ., Rangan, B.V. and Ha ll, A.S. " Reinforced Concrete", Lo ngman, Australi a, 3 rd Ed. 1988.

Warner, R.F ., and Y eo, M.F . "Ductility Requirements for Partially Prestressed Concrete", Proce edings, NAT OAdvanced Research Workshop, Partial Pr estressing from Theory to Practice, St-Rej y-les-Cheureuse, Ni hhof, pp 315-326, 19 84 (Als o available as Research Report No. R61, D epartment of Civil Engineering, University of Adelaide).

Wong, K.W . Yeo, M.F . and Warner, R.F . "Analysis of Non-tinier Concrete Structures by Deformation Control", First National Structural Engineering Conference, Melb ourne, IE, Aust, pp 181- 185, 198 7.

References to Sub-section 6.6

ACI-ASCE "The Shear Strength of Reinforced Concrete Members", ACI-ASCE Committe e 426, ASCE, Journal of theStructural Division, Vol. 99, June 1973, pp 1 091-1187, 1 973.

ACI 318-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete", ACI Committee 318, American Concrete Institute,Detroit, 198 3.

ACS 423 IR-69 "Tentative Recommendations for Concrete Members Prestressed with Unbonded Tendons", ACI-ASCE Committee 423, ACI Journa l, Proc. Vol. 66, No. 2 F eb 1969.

Branson, D.E. "Design Procedures for Computing Deflection", ACI Journ al Proc. Vol. 5, No. 9 Sep 1 968, pp 73 0-742.

Bridge, R.Q . and Smith, R. G. "Tension Stiffening Model for Reinforced Concrete Members", 8th Australasian Conference on the Mechanics of Structures and Materials, U niversity of Newcastle, Aug ust 1982, pp 4.1- 4.6.

CEB/FIP " Model Code for Concrete Structures", Comite International du Beton, Bulletin d'Informatio n N124/125 E,April 1978.

Chana, P. S. " Some Aspects of Modelling the Behaviour of Reinforced Concrete Under Shear Loading", Cement andConcrete Assoc., Tech. Report 543, Jul y 1981.

Clark, L.A. and Speirs, D.M. " Tension Stiffening In Reinforced Concrete Beams and Slabs under Short-term Loads",Technical Report No. 42.521, 19pp, 1 978.

Clarke, J.L. and Taylor, H.P. "Web Crushing-Review of Research", Technical Report 42.509, Cem ent and ConcreteAssociation, Lo ndon, 197 5.

Collins, M. P. and Mitchell, D. "Shear and Torsion Design of Prestressed and Non prestressed Concrete Beams",Prestressed Concrete Institute Journal, Vol. 25, No. 5, Sept /O ct 1980.

Faulkes, K.A. " Strength at Transfer of prestressed Concrete Beams", Procee dings Second National StructuralEngineering National Conference, Publ ication No. 90/1 0, pp 270- 274, 199 0.

FIP "Guide to Good Practice - Shear at the Interface of Precast and In situ Concrete", F ederation Internationale de laPrecontrainte, 198 2.

Gilbert, R.I. " Deflection Control of Reinforced Concrete Slabs", Civil En gineering Transaction, IE Aust. Vol

K6 - 93

CE25, No. 4, N ovember, pp 2 74-279, 19 83.

Gilbert, R.I. and Warner, R.F. " Tension Stiffening in Reinforced Concrete Slabs", J ournal of the Struct Div ASCE, V ol104, No ST 12, Dec 19 78.

Hansell, W . and Winter, G . "Lateral Stability of Reinforced Concrete Beams", ACI Journal, Proc. V-56, No. 3, Sept1959, pp 19 3-214, 195 9.

Lampert, P. " Torsion and Bending in Reinforced and Prestressed Concrete Members", The Institution of Engineers(Lon don), Proc eedings Vol 50, pp 487-5 05, Dec 1971.

Lampert, P. and Coll ins, M.P. " Torsion, Bending and Confusion - An Attempt to Establish the Facts", Journal of theAmerican Concrete Institute, Procee dings Vol. 69, pp 5 00-504, Aug 1972.

Leonhardt, F . "Das Bewehren von Stahlbetontragwerken", Beton-ka lender, W. Ernst and Sohn, Berl in, Part II, pp 308-398, 19 71.

Mattock, A.H. "Modification of ACI Code Equation for Stress in Bonded Prestressed Reinforcement at FlexuralUltimate", ACI Journ al, Jul y-August 1984.

Motahedi, S. and Gamble, W .L. "Ultimate Steel Stresses in Unbonded Prestressed Concrete", Pr oceedings ASCE,Vol. 104 ST7, July 1978.

NAASRA "Bridge Design Specification", Nati onal Association of Australia State Road Authorities, 19 76.

Neilsen, M.P., Braestrup, M.N ., Jensen, B.C and Bach, F . "Concrete Plasticity", Dan ish Society for Structural Scienceand Engineering, Tech. Uni of Denmark, Spe cial Publication, October 1978.

Rangan, B.V. " Shear Strength of Partially and Fully Prestressed Concrete Beams", Civi l Engineer Trans, IE Aust, VolCE21, No. 2, p p 92-97 Sept 1979.

Sant, J.K. and Bletzacker, R. W. "Experimental Study of Lateral Stability of Reinforced Concrete Beams", ACI JournalProc. V 58, No. 6, pp 713- 736, Dec 1961.

Smith, R.G . and Bridge, R.Q. "The Design of Concrete Columns", Lecture 2 Post-graduate Course, Schoo l of Civiland Mining Engineering, Un i of Sydney, pp 2.3-2.95, 1 984.

Walsh, P.F. "Shear and Torsion Design", Civil Eng T rans, I E Aust, Vol CE26, No. 4, pp 3 14-318, 19 73.

Warner, R.F . "Simplified Model of Creep and Shrinkage Effects in Reinforced Concrete Flexural Members", Civil Eng Trans, Inst Engrs Aust, Vol CE15, Nos 1 a nd 2, pp 69-7 3, 19 73.

Warner, R.F . "Service Load Behaviour of Reinforced Concrete Members", Short C ourse on Design of ConcreteStructures for Serviceability, University of NSW and Concrete Institute of Australia, Jul y 1978.

Wyche, P.J. " Deflection Computations Allowing for Shrinkage, Creep and Tension Stiffening", T echnical Report No.0037T, Main Roads D epartment, Perth W A, 1984.

Yamazaki, J., Kattula, B.T . and Mattock, A.H. "A Comparison of the Behaviour of Post-tensioned PrestressedConcrete Beams With and Without Bond", Report SM69-3, Un iversity of Washington, Col lege of Engineering,Structures and Mechanics, De c 1969.

Zsutty , T .C. "Beam Shear Strength Prediction byAnalysis of Existing Data", ACI Jo urnal, Vol 65, pp 943-95 1, N ov1968.


ACI 318-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete", ACI Committee 318, American Concrete Institute,Detroit, Michi gan, 198 3.

Gilbert, R.I. " Time-dependant Analysis of Reinforced and Prestressed Concrete Slabs", Procee dings of the ThirdInternational Conference in Australia on Finite Element Methods, University of New South Wales, pp 2 15-230, July1979.

K6 - 94

Gilbert, R.I. and Warner, R.F. " Time-dependent Behaviour of Reinforced Concrete Slabs", Procee dings, Internatio nalAssociation for Bridge and Structural Engineering, p-12/7 8, F ebruary 1978.

Nilson, A.H. an d Walters, D.B. " Deflection of Two-way Floor Systems by the Equivalent Frame Method", ACI Journal,Vol. 72, No. 5, pp 21 0-218, Ma y 1975.

Rangan, B.V. " Prediction of Long-term Deflections of Flat Plates and Slabs", ACI Jour nal, Vol. 73, No. 4, pp 223-229,April 1976.

Scanlon, A. a nd Murray, D.W. "Time Dependent Reinforced Concrete Slab Deflections", Journ als of the StructuralDivision, ASCE , Vol. 100, pp 1 911-1924, Sep tember 1984.

Vanderbilt, M.D., Sozen, M.A. and Stiess, C .P. "Deflections of Reinforced Concrete Floor Slabs", Struct ural ResearchSeries No. 263, Dept of Civil Eng., Univers ity of Illinois, Apr il 1963.


ACI 318-77 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit, U.S.A.,1977.

ACI 318R-77 "Commentary on Building Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit, U.S.A., 1977.

ACI 318-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit, U.S.A.,1983.

ACI 318R-83 "Commentary on ACI 318-83", America n Concrete Institute, Detroit, U.S.A., 1983.

AS 1250-1982 "SAA Steel Structures Code", Standards Association of Australia, S ydney, Australia, 198 2.

Bresler, B. " Design Criteria for Reinforced Concrete Columns Under Axial Load and Biaxial Bending", ACI Journal,Proc. Vol. 57, No. 5, pp 48 1-490, 19 60.

Bridge, R.Q. " Effective Lengths and Elastic Critical Buckling", T op Tier Design Methods in the Draft Unified ConcreteCode, Lecture 5, Postgrad uate Course, U niversity of Sydney, pp 5.1- 5.57, 1984.

Bridge, R.Q . and Smith, R.G . "The Ultimate Strain of Concrete", Civil Engineer ing Transactions, I.E. Aust., Vol. CE26, No. 3, pp 15 3-160, 19 84.

Bridge, R.Q . and Trahair, N.S. "The Effects of Translational Restraint on Frame Buckling", Civi l EngineeringTransactions, I.E. Aust., Vol. CE19, No. 2, p p 176-183, 197 7.

CEB "Deformability of Concrete Structures-Basic Assumptions", B ulletin D'Information No. 90, Comite Europeen duBeton, 19 73.

CP 110: Part I: 1972 " The Structural Use of Concrete", Briti sh Standards Institution, L ondon, 197 2.

Chen, W .F. and Atsuta, T . "Interaction Equations for Biaxially Loaded Sections", J ournal of the Structural Division,ASCE, Proc. Vol. 98, No. ST 7, pp 1035-1052, 1972.

DIN 1045 "Concrete and Reinforced Concrete", Din De uthshes Institute fur Normung E.V. Beuth Verlag GMBH,Berlin, 19 78.

FIP Recommendations "Practical Design of Reinforced and Prestressed Concrete Structures", T homas Telford Ltd.,London, 198 4.

Fraser, D.J. " Evaluation of Effective Length Factors in Braced Frames", Canadian Journal of Civil Engineering, Vo l.10, pp 1 8-26, 1 983.

Horne, M. R. "A n Approximate Method for Calculation the Elastic Critical Buckling Loads of Multi-Storey PlaneFrames", T he Structural Engineer, Vol. 5 3, No. 6, pp 18- 26, 1975.

Lai, S-M. A, MacG regor, J.G . and Hellesland, J. "Geometric Non-Linearities in Unbraced Multistorey Frames",

K6 - 95

Journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 109, No. ST 1 1, pp 25 28-2545, 1983.

Lai, S-M. A, MacG regor, J.G . and Hellesland, J. " Geometric Non-Linearities in Non-Sway Frames", Journal c theStructural Division, ASCE, Vol . 109, No. ST 12, pp 27 70-2785, 1983.

MacGregor, J.G . and Hage, S.E. " Stability Analysis and the Design of Concrete Frames", Journ al of th StructuralDivision, ASCE , Vol 103, No. ST 10, pp 1953 -1970, 197 7.

MacGregor, J. G., O elhafen, U.H. and Hage, S.E. " A Re-Examination of the Ei Value for Slender Columns", ACSpecial Publication SP 50, Detroit, U.S.A., 1 975.

Menn, C. "Symposium on the Design and Safety of Reinforced Concrete Compression Members", I ABSE Quebec,Canada, 1 974.

Oelhafen, U.H . "Prestressed Concrete Compression Members", Prestr essed Concrete Lecture 14, PosGraduateCourse, Univer sity of Sydney, pp 14.1-14.39, 197 9.

Rotter, J.M. " The Behaviour of Continuous Composite Columns', Ph.D. T hesis, Univ ersity of Sydney, 1977

Smith, R.G. " Simplified Analysis of the 'P-ti' Effect in Slender Buildings", T op-Tier Design Methods in the Draf UnifiedConcrete Code, Lecture 6, Po stgraduate Course, Univ ersity of Sydney, p p 6.1-6.49, 1 984.

Smith, R.G. " Flexural Deformation : Flexural Strength : Column Strength, Structural Concrete-Serviceability andStrength", Lect ures 3, 6 an d 8, Postgraduate Course, Univer sity of Sydney, pp 3.1-3.71, 19 74.

Smith, R.G . and Bridge, R. Q. "The Design of Concrete Columns", T op-Tier Design Methods in the Draft UnifiesConcrete Code, Lecture 2, Po stgraduate Course, Univ ersity of Sydney, p p 2.1-2.95, 1 984.


ACI 318-83 "B uilding Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit, U.S.A.,1983.

ACI 318R-83 "Commentary on ACI 318-83", America n Concrete Institute, Detroit, U.S.A., 1983.

CP 110: Part I: 1972 " The Structural Use of Concrete", Briti sh Standards Institution, L ondon, 197 2.


Rowe, R.E. et al. "Handbook on the Unified Code for Structural Concrete (CP 110: 1972)", Cement and ConcreteAssociation, 19 74.

Seddon, A. E., "The Strength of Concrete Walls under Axial and Eccentric Loads", S ymposium on the Strength ofConcrete Structures, Lond on, Cement and Concrete Association, 19 58 pp 445-486. Session D: Paper 1, Ma y 1956.

ACI 318M-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete (metric version)", A merican Concrete Institute, 1984.

Barda, F ., Han son, J.M., and Corle y, W .G. "Shear Strength of Low-Rise Walls with Boundary Elements", Reinforc edConcrete Structures in Seismic Zones, SP-5 3, America n Concrete Institute, Detroit 1977, pp 1 49202. Also, Res earchand Development Bulletin RD043.01 D Portland Cement Association.


ACI 318-83 "B uilding Code requirements for reinforced concrete", Detroit, America n Concrete Institute, 198 3.

AS 1314 "Prestressing Anchorages", Standar ds Australia, Syd ney, 19 72.

AS 1480 "Concrete Structures Code", Stan dards Australia, Syd ney, 19 82.

K6 - 96

AS 1554 "Structural Steel We/ding, Part 3, Welding of Reinforcing Steel", Standards Australia, S ydney, 1983.Ferguson, B.J. "Reinforcem ent Detailing Hand-book", Conc rete Institute of Australia, S ydney, 1988.

Orangun, C.O ., Jirsa, J.O . and Breen, J.E. "A Re-evaluation of Test Data on Development Length and Splices",Journal of the American Concrete Institute, Proc. Vol. 74, No. 3, March p p 114-122 and Discussion on ORANGUN etal in Journal of the American Concrete Institute, Proc. Vol. 74, No. 9, Sept ember 1977, pp 470 475.

Reynolds, C.G . "Bond Strength of Deformed Bars in Tension", S ymposium on Concrete, Perth, 1983, Institution ofEngineers, Aus tralia, NCP 8 3/12, pp 6 5-69, 1 978.


PCI "PCI Design Handbook: Precast and Prestressed", T hird Edition, Prestressed C oncrete Institute, Chi cago, 19 85.

SRIA "Technical Policy Note No. 1", Ste el Reinforcement Institute of Australia, S ydney, 1 989 (Up dated version incourse of preparation).

K6 - 97



PENJELASAN

BAGIAN 7

PERENCANAAN BAJA STERUKTURAL

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODESECTION 7 – STUCTURAL STEEL DESIGN 26 NOVEMBER 1992


TABLE OF CONTENTS

K7.1 INTRODUCTION K7.1.1 SCOPE .......................................................................................................................................... K7 - 1 K7.1.2 APPLICATION .............................................................................................................................. K7 - 1 K7.1.3 ORGANISATION OF SECTION .................................................................................................... K7 - 2 K7.1.4 HOW TO USE THIS SECTION ..................................................................................................... K7 - 2 K7.1.5 INFORMATION TO BE SHOWN ON THE DRAWINGS ................................................................ K7 - 2K7.1.6 GLOSSARY

K7.1.6.1 General .............................................................................................................................. K7 - 2 K7.1.6.2 Definitions .......................................................................................................................... K7 - 2

K7.1.7 SYMBOLS ........................................................................................................................................... K7 - 2

K7.2 DESIGN REQUIREMENTSK7.2.1 GENERAL ..................................................................................................................................... K7 - 3K7.2.2 DESIGN FOR STRENGTH

K7.2.2.1 General .............................................................................................................................. K7 - 3 K7.2.2.2 Strength Reduction Factors ............................................................................................... K7 - 3

K7.2.3 DESIGN FOR SERVICEABILITYK7.2.3.1 General .............................................................................................................................. K7 - 3 K7.2.3.2 Deflection Limits for Beams ............................................................................................... K7 - 3 K7.2.3.3 Shear Connection .............................................................................................................. K7 - 4 K7.2.3.4 Steel Reinforcement in Composite Slabs .......................................................................... K7 - 4 K7.2.3.5 Bolt Serviceability Limit State ............................................................................................. K7 - 4

K7.2.4 DESIGN FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY BY LOAD TESTING OF A PROTOTYPE ... K7 - 4 K7.2.5 BRITTLE FRACTURE ................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.6 FATIGUE ....................................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.7 EARTHQUAKE ............................................................................................................................. K7 - 4 K7.2.8 CORROSION RESISTANCE AND PROTECTION ....................................................................... K7 - 4 K7.2.9 CAMBER ....................................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.10 OTHER DESIGN REQUIREMENTS ............................................................................................. K7 - 5

K7.3 STRUCTURAL ANALYSISK7.3.1 PERMITTED METHODS OF ANALYSIS ...................................................................................... K7 - 6K7.3.2 MOMENT REDISTRIBUTION

K7.3.2.1 Application ......................................................................................................................... K7 - 6 K7.3.2.2 Continuous Beams ............................................................................................................ K7 - 6

K7.3.3 COMPOSITE BEAMSK7.3.3.1 Longitudinal Shear ............................................................................................................. K7 - 6 K7.3.3.2 Temperature and Shrinkage Effects .................................................................................. K7 - 7

K7.3.4 RIGOROUS STRUCTURAL ANALYSIS ....................................................................................... K7 - 7

K7.4 DESIGN PROPERTIES OF MATERIALSK7.4.1 STRUCTURAL STEEL .................................................................................................................. K7 - 8K7.4.2 VARIATION OF MECHANICAL PROPERTIES OF STEEL WITH TEMPERATURE .... ............... K7 - 8 K7.4.3 ACCEPTANCE OF STRUCTURAL STEEL .................................................................................. K7 - 8K7.4.4 FASTENERS ................................................................................................................................. K7 - 9 K7.4.5 STEEL CASTINGS ....................................................................................................................... K7 - 9

K7.5 DESIGN OF BEAMS FOR STRENGTH ................................................................................................. K7 - 10 K7.5.1 GENERAL ..................................................................................................................................... K7 - 10 K7.5.2 STRENGTH OF BEAMS IN BENDING ......................................................................................... K7 - 10 K7.5.3 SECTION PROPERTIES FOR BENDING ABOUT A PRINCIPAL AXIS

K7.5.3.1 Section Slenderness .......................................................................................................... K7 - 10 K7.5.3.2 Compact Sections .............................................................................................................. K7 - 11 K7.5.3.3 Non-compact Sections ....................................................................................................... K7 - 12 K7.5.3.4 Slender Sections ................................................................................................................ K7 - 12 K7.5.3.5 Hybrid Sections .................................................................................................................. K7 - 13 K7.5.3.6 Elastic and Plastic Section Moduli ..................................................................................... K7 - 13

K7 - i

K7.5.4 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITH FULL LATERAL RESTRAINTK7.5.4.1 Segment Bending Strength ................................................................................................ K7 - 14K7.5.4.2 Segments with Full Lateral Restraint

K7.5.4.2.1 General ........................................................................................................................ K7 - 14 K7.5.4.2.2 Segments with Continuous Lateral Restraints ............................................................. K7 - 14 K7.5.4.2.3 Segments with Intermediate Lateral Restraints ............................................................ K7 - 15 K7.5.4.2.4 Segments with Full or Partial Restraints at Both Ends ................................................. K7 - 15

K7.5.4.3 Critical Section ...................................................................................................................... K7 - 15 K7.5.5 RESTRAINTS

K7.5.5.1 General .............................................................................................................................. K7 - 15K7.5.5.2 Restraints at a Cross-section

K7.5.5.2.1 Fully Restrained ........................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.2 Partially Restrained ...................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.3 Rotationally Restrained ................................................................................................ K7 - 16 K7.5.5.2.4 Laterally Restrained ..................................................................................................... K7 - 17

K7.5.5.3 Restraining Elements K7.5.5.3.1 Restraint Against Lateral Deflection ............................................................................. K7 - 17 K7.5.5.3.2 Restraint Against Twist Rotation .................................................................................. K7 - 17 K7.5.5.3.3 Parallel Restrained Members ....................................................................................... K7 - 18 K7.5.5.3.4 Restraint Against Lateral Rotation ................................................................................ K7 - 18

K7.5.6 CRITICAL FLANGE ....................................................................................................................... K7 - 18 K7.5.7 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITHOUT FULL LATERAL RESTRAINT

K7.5.7.1 Segments Fully or Partially Restrained at Both Ends K7.5.7.1.1 Open Sections with Equal Flanges .............................................................................. K7 - 19K7.5.7.1.2 I-Sections with Unequal Flanges .................................................................................. K7 - 20 K7.5.7.1.3 Angle Sections ............................................................................................................. K7 - 20 K7.5.7.1.4 Hollow Sections ............................................................................................................ K7 - 21

K7.5.7.2 Segments Unrestrained at One End .................................................................................. K7 - 21 K7.5.7.3 Effective Length ................................................................................................................. K7 - 21 K7.5.7.4 Design by Buckling Analysis .............................................................................................. K7 - 22

K7.5.8 BENDING IN A NON-PRINCIPAL PLANE K7.5.8.1 Deflections Constrained to a Non-principal Plane .............................................................. K7 - 23K7.5.8.2 Deflections Unconstrained ................................................................................................. K7 - 23

K7.5.9 SEPARATORS AND DIAPHRAGMS ............................................................................................ K7 - 24 K7.5.10 DESIGN OF WEBS

K7.5.10.1 General .............................................................................................................................. K7 - 24K7.5.10.2 Definitions of Web Panel ... ................................................................................................ K7 - 24 K7.5.10.3 Minimum Thickness of Web Panel ..................................................................................... K7 - 24

K7.5.11 ARRANGEMENT OF WEBS K7.5.11.1 Unstiffened Webs .............................................................................................................. K7 - 24 K7.5.11.2 Maximum Web Panel Dimension ....................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.3 Load Bearing Stiffeners ..................................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.4 Side Reinforcing Plates ..................................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.5 Transversely Stiffened Webs ............................................................................................. K7 - 25 K7.5.11.6 Webs with Longitudinal and Transverse Stiffeners ............................................................ K7 - 26 K7.5.11.7 Openings in Webs ............................................................................................................. K7 - 26

K7.5.12 SHEAR STRENGTH OF WEBSK7.5.12.1 General .............................................................................................................................. K7 - 26 K7.5.12.2 Ultimate Limit State Design ................................................................................................ K7 - 26 K7.5.12.3 Working Stress Design ...................................................................................................... K7 - 27 K7.5.12.4 Approximately Uniform Shear Stress Distribution .............................................................. K7 - 27K7.5.12.5 Non-uniform Shear Stress Distribution .............................................................................. K7 - 27 K7.5.12.6 Shear Buckling Strength

K7.5.12.6.1 Unstiffened Web ........................................................................................................... K7 - 27 K7.5.12.6.2 Stiffened Web ............................................................................................................... K7 - 28

K7.5.13 INTERACTION OF SHEAR AND BENDING K7.5.13.1 General .............................................................................................................................. K7 - 28 K7.5.13.2 Proportioning Method ........................................................................................................ K7 - 28 K7.5.13.3 Shear and Bending Interaction Method ............................................................................. K7 - 29

K7.5.14 COMPRESSIVE BEARING ACTION ON THE EDGE OF A WEB K7.5.14.1 Dispersion of Force to Web ............................................................................................... K7 - 29K7.5.14.2 Bearing Strength

K7.5.14.2.1 Ultimate Limit State Design .......................................................................................... K7 - 29 K7.5.14.2.2 Bearing Yield Strength ................................................................................................. K7 - 29

K7 - ii

K7.5.14.2.3 Working Stress Design ................................................................................................. K7 - 29 K7.5.14.3 Bearing Buckling Strength ................................................................................................. K7 - 29

K7.5.15 DESIGN OF LOAD BEARING STIFFENERSK7.5.15.1 Requirements for Ultimate Limit State Design ................................................................... K7 - 30K7.5.15.2 Requirements for Working Stress Design .......................................................................... K7 - 30 K7.5.15.3 Yield Strength .................................................................................................................... K7 - 30 K7.5.15.4 Buckling Strength ............................................................................................................... K7 - 30 K7.5.15.5 Outstand of Stiffeners ........................................................................................................ K7 - 30 K7.5.15.6 Fitting of Load Bearing Stiffeners ....................................................................................... K7 - 31 K7.5.15.7 Design for Torsional End Restraint .................................................................................... K7 - 31

K7.5.16 DESIGN OF INTERMEDIATE TRANSVERSE WEB STIFFENERSK7.5.16.1 General .............................................................................................................................. K7 - 31K7.5.16.2 Spacing

K7.5.16.2.1 Interior Panels .............................................................................................................. K7 - 31 K7.5.16.2.2 End Panels ................................................................................................................... K7 - 31

K7.5.16.3 Minimum Area .................................................................................................................... K7 - 32K7.5.16.4 Buckling Strength

K7.5.16.4.1 Ultimate Limit State Design Method ............................................................................. K7 - 32 K7.5.16.4.2 Working Stress Design Method .................................................................................... K7 - 32

K7.5.16.5 Minimum Stiffness ............................................................................................................. K7 - 32 K7.5.16.6 Outstand of Stiffeners ........................................................................................................ K7 - 32 K7.5.16.7 External Forces

K7.5.16.7.1 Increase in Stiffness ..................................................................................................... K7 - 33 K7.5.16.7.2 Increase in Strength ..................................................................................................... K7 - 33

K7.5.16.8 Connection of Intermediate Stiffeners to Web ................................................................... K7 - 33K7.5.16.9 End Posts .......................................................................................................................... K7 - 33

K7.5.17 DESIGN OF LONGITUDINAL WEB STIFFENERSK7.5.17.1 General .............................................................................................................................. K7 - 33 K7.5.17.2 Minimum Stiffness ............................................................................................................. K7 - 34

K7.6 COMPOSITE BEAMS ............................................................................................................................ K7 - 35

K7.7 TRANSVERSE MEMBERS AND RESTRAINTS ................................................................................... K7 - 36

K7.8 COMPRESSION MEMBERSK7.8.1 DESIGN METHOD ........................................................................................................................ K7 - 37 K7.8.2 DESIGN FOR AXIAL COMPRESSION ......................................................................................... K7 - 37K7.8.3 NOMINAL SECTION STRENGTH

K7.8.3.1 General .............................................................................................................................. K7 - 37 K7.8.3.2 Form Factor ....................................................................................................................... K7 - 37 K7.8.3.3 Effective Width ................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.3.4 Plate Element Slenderness ............................................................................................... K7 - 38

K7.8.4 NOMINAL MEMBER STRENGTHK7.8.4.1 Definitions .......................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.4.2 Effective Length ................................................................................................................. K7 - 39 K7.8.4.3 Nominal Strength of a Member of Constant Cross-Section ............................................... K7 - 39 K7.8.4.4 Nominal Strength of a Member of Varying Cross-Section ................................................. K7 - 40

K7.8.5 LACED AND BATTENED COMPRESSION MEMBERS K7.8.5.1 Design Forces .................................................................................................................... K7 - 40K7.8.5.2 Laced Compression Members

K7.8.5.2.1 Slenderness Ratio of a Main Component ..................................................................... K7 - 41 K7.8.5.2.2 Slenderness Ratio of a Laced Compression Member .................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.3 Lacing Angle ................................................................................................................ K7 - 41 K7.8.5.2.4 Effective Length of a Lacing Element ........................................................................... K7 - 41 K7.8.5.2.5 Slenderness Ratio Limits of a Lacing Element ............................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.6 Mutually Opposed Lacing ............................................................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.7 Tie Plates ..................................................................................................................... K7 - 42

K7.8.5.3 Battened Compression MemberK7.8.5.3.1 Slenderness Ratio of a Main Component ..................................................................... K7 - 42 K7.8.5.3.2 Slenderness Ratios of Battened Compression Member ............................................... K7 - 42 K7.8.5.3.3 Effective Length of a Batten ......................................................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.4 Maximum Slenderness Ratio of a Batten ..................................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.5 Width of a Batten .......................................................................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.6 Thickness of a Batten ................................................................................................... K7 - 43

K7 - iii

K7.8.5.3.7 Loads on Battens ......................................................................................................... K7 - 43

K7.8.6 COMPRESSION MEMBERS BACK TO BACK K7.8.6.1 Components Separated

K7.8.6.1.1 Application .................................................................................................................... K7 - 43 K7.8.6.1.2 Configuration ................................................................................................................ K7 - 40 K7.8.6.1.3 Slenderness ................................................................................................................. K7 - 40 K7.8.6.1.4 Connections ................................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.1.5 Design Forces .............................................................................................................. K7 - 44

K7.8.6.2 Components in Contact K7.8.6.2.1 Application .................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.2 Configuration ................................................................................................................ K7 - 44 K7.8.6.2.3 Slenderness ................................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.2.4 Connection ................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.5 Design Forces .............................................................................................................. K7 - 44

K7.8.7 RESTRAINTSK7.8.7.1 General .............................................................................................................................. K7 - 45 K7.8.7.2 Restraining Members and Connections ............................................................................. K7 - 45 K7.8.7.3 Parallel Braced Compression Members ............................................................................ K7 - 45

K7.9 TENSION MEMBERSK7.9.1 DESIGN FOR AXIAL TENSION

K7.9.1.1 Design Method ................................................................................................................... K7 - 46 K7.9.1.2 Ultimate Limit State Design ................................................................................................ K7 - 46 K7.9.1.3 Working Stress Design ...................................................................................................... K7 - 47

K7.9.2 DISTRIBUTION OF FORCES K7.9.2.1 End Connections Providing Uniform Force Distribution ..................................................... K7 - 47 K7.9.2.2 End Connections Providing Non-Uniform Force Distribution ............................................. K7 - 47

K7.9.3 TENSION MEMBER WITH TWO OR MORE MAIN COMPONENTSK7.9.3.1 General .............................................................................................................................. K7 - 47 K7.9.3.2 Design Forces for Connections .......................................................................................... K7 - 48 K7.9.3.3 Tension Member Composed for Two components Back-to-Back ...................................... K7 - 48 K7.9.3.4 Laced Tension Member ..................................................................................................... K7 - 48 K7.9.3.5 Battened Tension Member ................................................................................................K7 - 48

K7.9.4 MEMBERS WITH PIN CONNECTIONS ........................................................................................ K7 - 48

K7.10 COMBINED AXIAL FORCE AND BENDINGK7.10.1 GENERAL ..................................................................................................................................... K7-49K7.10.2 DESIGN METHOD ........................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.3 DESIGN ACTIONS ........................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.4 SECTION STRENGTH

K7.10.4.1 General .............................................................................................................................. K7 - 49 K7.10.4.2 Uniaxial Bending About the Major Principal x-Axis ............................................................ K7 - 49K7.10.4.3 Uniaxial bending About the Minor Principal y-Axis ............................................................. K7 - 50K7.10.4.4 Biaxial Bending .................................................................................................................. K7 - 50

K7.10.5 MEMBER STRENGTHK7.10.5.1 General .............................................................................................................................. K7 - 50 K7.10.5.2 In-Plane Strength Elastic Analysis

K7.10.5.2.1 Application .................................................................................................................... K7 - 50 K7.10.5.2.2 Compression Members ................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.2.3 Tension Members ........................................................................................................ K7 - 51

K7.10.5.3 Out-of-Plane StrengthK7.10.5.3.1 Compression Members ................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.3.2 Tension Members ........................................................................................................... K7 - 52

K7.10.5.4 Biaxial Bending Strength K7.10.5.4.1 Compression Members ................................................................................................ K7-52K7.10.5.4.2 Tension Members ........................................................................................................ K7 - 52

K7.10.5.5 Eccentrically Loaded Double Bolted or Welded Single Angles in Trusses K7 - 52 K7.10.6 TORSION

K7.10.6.1 General .............................................................................................................................. K7 - 53 K7.10.6.2 Occurrence ........................................................................................................................ K7 - 54K7.10.6.3 Types of Pure Torsion

K7.10.6.3.1 Uniform Torsion ............................................................................................................ K7 - 55 K7.10.6.3.2 Warping Torsion ........................................................................................................... K7 - 55

K7 - iv

K7.10.6.3.3 Non-uniform Torsion .................................................................................................... K7 - 56

K7.10.6.4 Analysis of TorsionK7.10.6.4.1 Pure Torsion ................................................................................................................. K7 - 56 K7.10.6.4.2 Combined Bending and Torsion ................................................................................... K7 - 57

K7.10.6.5 Design for TorsionK7.10.6.5.1 Pure Torsion ................................................................................................................. K7 - 58 K7.10.6.5.2 Combined Bending and Torsion ................................................................................... K7 - 59

K7.11 TRUSSES ............................................................................................................................................... K7 - 60

K7.12 CONNECTIONS K7.12.1 GENERAL

K7.12.1.1 Requirements For Connections ......................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.2 Classification of Connections ............................................................................................. K7 - 61 K7.12.1.3 Connections in Main Members .......................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.4 Design of Connections ....................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.5 Minimum Design Actions on Connections ......................................................................... K7 - 62K7.12.1.6 Intersections ...................................................................................................................... K7 - 62 K7.12.1.7 Non-slip Fasteners

K7.12.1.7.1 General ........................................................................................................................ K7 - 63 K7.12.1.7.2 Friction at Contact Surfaces ......................................................................................... K7 - 63

K7.12.1.8 Combined Connections ..................................................................................................... K7 - 64 K7.12.1.9 Prying Forces ..................................................................................................................... K7 - 65 K7.12.1.10 Connection Components ................................................................................................... K7 - 65 K7.12.1.11 Deductions for Fastener Holes .......................................................................................... K7 - 65 K7.1 2.1.12 Hollow Section Connections .............................................................................................. K7 - 65

K7.12.2 DEFINITIONS ............................................................................................................................... K7 - 66 K7.12.3 DESIGN OF BOLTS

K7.12.3.1 Bolts and Bolting Category ................................................................................................ K7 - 66 K7.12.3.2 Bolt Areas and Minimum Tensions .................................................................................... K7 - 66 K7.12.3.3 Design Method ................................................................................................................... K7 - 66K7.12.3.4 Nominal Strengths of a Bolt

K7.12.3.4.1 Nominal Shear Strength of a Bolt ................................................................................. K7 - 66 K7.12.3.4.2 Nominal Tension Strength of a Bolt .............................................................................. K7 - 68 K7.12.3.4.3 Nominal Bearing Strength of Ply .................................................................................. K7 - 69 K7.12.3.4.4 Nominal Shear Strength of a Bolt in a Friction Connection .......................................... K7 - 69

K7.12.3.5 Bolt Ultimate Limit States K7.12.3.5.1 Bolt in Shear ................................................................................................................. K7 - 70 K7.12.3.5.2 Bolt In Tension ............................................................................................................. K7 - 70 K7.12.3.5.3 Bolt Subject to Combined Shear and Tension ............................................................. K7 - 70 K7.12.3.5.4 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 71

K7.12.3.6 Bolt Serviceability Limit State K7.12.3.6.1 Bolt in Shear ................................................................................................................. K7 - 71 K7.12.3.6.2 Combined Shear and Tension ...................................................................................... K7 - 71

K7.12.3.7 Working Stress Design K7.12.3.7.1 Design Loads ............................................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.2 Bolts in a Friction Joint ................................................................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.3 Bolt in Shear ................................................................................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.4 Bolt in Tension ............................................................................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.5 Bolt Subject to Combined Shear and Tension ............................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.6 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 72

K7.12.3.8 Packing Plates ................................................................................................................... K7 - 72 K7.12.4 ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A BOLT GROUP

K7.12.4.1 Bolt Groups Subject to In-plane Loading ........................................................................... K7 - 73 K7.12.4.2 Bolt Groups Subject to Out-of-plane Loading .................................................................... K7 - 74K7.12.4.3 Bolt Groups Subject to Combinations of In-plane and Out-of-plane Loadings ................... K7 - 74

K7.12.5 DESIGN OF A PIN CONNECTIONK7.12.5.1 Design Method ................................................................................................................... K7 - 74 K7.12.5.2 Nominal Strengths of a Pin

K7.12.5.2.1 Nominal Shear Strength of a Pin .................................................................................. K7 - 75 K7.12.5.2.2 Nominal Bearing Strength of a Pin ............................................................................... K7 - 75 K7.12.5.2.3 Nominal Bending Strength of a Pin .............................................................................. K7 - 75

K7 - v

K7.12.5.3 Ultimate Limit State DesignK7.12.5.3.1 Pin in Shear .................................................................................................................. K7 - 75 K7.12.5.3.2 Pin In Bearing ............................................................................................................... K7 - 75 K7.12.5.3.3 Pin in Bending .............................................................................................................. K7 - 75 K7.12.5.3.4 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 75

K7.12.5.4 Working Stress Design K7.12.5.4.1 Pin in Shear .................................................................................................................. K7 - 76 K7.12.5.4.2 Pin in Bearing ............................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.3 Pin in Bending .............................................................................................................. K7 - 76 K7.12.5.4.4 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 76

K7.12.6 DESIGN DETAILS FOR BOLTS AND PINS K7.12.6.1 Minimum Pitch ................................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.2 Minimum Edge Distance .................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.3 Maximum Pitch .................................................................................................................. K7 - 76 K7.12.6.4 Maximum Edge Distance ................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.5 Holes ................................................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.6 Locking of Nuts .................................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.7 Minimum Number of Bolts ................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.8 Size of Bolts ....................................................................................................................... K7 - 77

K7.12.7 FRICTION CONNECTIONSK7.12.7.1 Assembly ........................................................................................................................... K7 - 77K7.12.7.2 Methods of Tensioning

K7.12.7.2.1 General ........................................................................................................................ K7 - 77 K7.12.7.2.2 Part-turn Method of Tensioning ....................................................................................K7 - 78 K7.12.7.2.3 Tensioning by Use of Direct Tension Indicator ............................................................. K7 - 79

K7.12.8 DESIGN OF WELDSK7.12.8.1 Scope

K7.12.8.1.1 General ........................................................................................................................ K7 - 80 K7.12.8.1.2 Weld Types .................................................................................................................. K7 - 80 K7.12.8.1.3 Design Method ............................................................................................................. K7 - 80

K7.12.8.2 Complete and Incomplete Penetration Butt WeldsK7.12.8.2.1 Definitions .................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.2.2 Size of Weld ................................................................................................................. K7 - 80 K7.12.8.2.3 Design Throat Thickness ............................................................................................. K7 - 81 K7.12.8.2.4 Effective Length ........................................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.5 Effective Area ............................................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.6 Transition of Thickness or Width .................................................................................. K7 - 81 K7.12.8.2.7 Strength Assessment of a Butt Weld ............................................................................ K7 - 82

K7.12.8.3 Fillet WeldsK7.12.8.3.1 Size of a Fillet Weld ..................................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.2 Minimum Size of a Fillet Weld ...................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.3 Maximum Size of a Fillet Weld Along an Edge ............................................................. K7 - 83 K7.12.8.3.4 Design Throat Thickness ............................................................................................. K7 - 83 K7.12.8.3.5 Effective Length ........................................................................................................... K7 - 84 K7.12.8.3.6 Effective Area ............................................................................................................... K7 - 84 K7.12.8.3.7 Transverse Spacing of Fillet Welds .............................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.8 Spacing of Intermittent Fillet Welds .............................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.9 Built-up Members - Intermittent Fillet Welds ................................................................ K7 - 84K7.12.8.3.10 Ultimate Limit State for Fillet Welds .............................................................................. K7 - 84

K7.12.8.4 Plug and Slot Welds .......................................................................................................... K7 - 85 K7.12.8.5 Compound weld ................................................................................................................. K7 - 86

K7.12.9 ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A WELD GROUP K7.12.9.1 Weld Group Subject to In-plane Loading

K7.12.9.1.1 General Method of Analysis ......................................................................................... K7 - 86 K7.12.9.1.2 Alternative Analysis ...................................................................................................... K7 - 87

K7.12.9.2 Weld Group Subject to Out-of-plane LoadingK7.12.9.2.1 General Method of Analysis ......................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.2.2 Alternative Analysis ...................................................................................................... K7 - 87

K7.12.9.3 Weld Group Subject to In-plane and Out-of-plane Loading ............................................... K7 - 88 K7.12.9.4 Combination of Weld Types ............................................................................................... K7 - 88

K7.12.10 PACKING IN CONSTRUCTION .................................................................................................... K7 - 88

K7 - vi

K7.13 DESIGN FOR FATIGUEK7.13.1 GENERAL

K7.13.1.1 Requirements .................................................................................................................... K7 - 89 K7.13.1.2 Definitions .......................................................................................................................... K7 - 90 K7.13.1.3 Symbols ............................................................................................................................. K7 - 90 K7.13.1.4 Limitation ........................................................................................................................... K7 - 90

K7.13.2 FATIGUE LOADING ...................................................................................................................... K7-90K7.13.3 DESIGN SPECTRUM

K7.13.3.1 Stress Determination ......................................................................................................... K7 - 91 K7.13.3.2 Design Spectrum Calculation ............................................................................................. K7 - 92

K7.13.4 EXEMPTION FROM ASSESSMENT ............................................................................................ K7 - 92 K7.13.5 DETAIL CATEGORY

K7.13.5.1 Detail Categories for Normal Stress .................................................................................. K7 - 93 K7.13.5.2 Detail Categories for Shear Stress .................................................................................... K7 - 93

K7.13.6 FATIGUE STRENGTHK7.13.6.1 Definition of Fatigue Strength for Normal Stress ................................................................ K7 - 93 K7.13.6.2 Definition of Fatigue Strength for Shear Stress .................................................................. K7 - 94

K7.13.7 EXEMPTION FROM FURTHER ASSESSMENT .......................................................................... K7 - 94 K7.13.8 THICKNESS EFFECT ................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9 FATIGUE ASSESSMENT

K7.13.9.1 Method ............................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9.2 Constant Stress Range ...................................................................................................... K7 - 95

K7.13.10 PUNCHING LIMITATION .............................................................................................................. K7 - 95

REFERENCES .......................................................................................................................................................... K7-96

K7 - vii

DAFTAR ISI

K7.1 PENDAHULUANK7.1.1 RUANG LINGKUP ......................................................................................................................... K7 - 1 K7.1.2 PENGGUNAAN.............................................................................................................................. K7 - 1 K7.1.3 PENGATURAN BAGIAN ............................................................................................................... K7 - 2 K7.1.4 CARA PENGGUNAAN BAGIAN INI .............................................................................................. K7 - 2 K7.1.5 KETERANGAN TERCANTUM DALAM GAMBAR ........................................................................ K7 - 2 K7.1.6 IKHTISAR

K7.1.6.1 Umum ....................................................................................................................................... K7 - 2 K7.1.6.2 Definisi ..................................................................................................................................... K7 - 2

K7.1.7 NOTASI ......................................................................................................................................... K7 - 2

K7.2 PERSYARATAN PERENCANAANK7.2.1 UMUM ........................................................................................................................................... K7 - 3K7.2.2 RENCANA KEKUATAN

K7.2.2.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 3 K7.2.2.2 Faktor Reduksi Kekuatan .................................................................................................. K7 - 3

K7.2.3 RENCANA KELAYANANK7.2.3.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 3 K7.2.3.2 Batas Lendutan Gelagar .................................................................................................... K7 - 3 K7.2.3.3 Hubungan Geser ............................................................................................................... K7 - 4 K7.2.3.4 Tulangan Baja dalam Lantai Komposit .............................................................................. K7 - 4 K7.2.3.5 Keadaan Batas Kelayanan Baut ........................................................................................ K7 - 4

K7.2.4 RENCANA KEKUATAN DAN KELAYANAN DENGAN PENGUJIAN BEBAN PADAPROTOTIPE ................................................................................................................................. K7 - 4

K7.2.5 KERETAKAN GETAS ................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.6 FATIK-LELAH ............................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.7 GEMPA .......................................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.8 KETAHANAN DAN PERLINDUNGAN KOROSI ........................................................................... K7 - 4 K7.2.9 LAWAN LENDUTAN ..................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.10 PERSYARATAN RENCANA LAIN ................................................................................................ K7 - 5

K7.3 ANALISIS STRUKTURALK7.3.1 CARA ANALISIS YANG DIPERBOLEHKAN ................................................................................. K7 - 6K7.3.2 PENYEBARAN ULANG MOMEN

K7.3.2.1 Penggunaan ...................................................................................................................... K7 - 6 K7.3.2.2 Gelagar Menerus ............................................................................................................... K7 - 6

K7.3.3 GELAGAR KOMPOSITK7.3.3.1 Geser Longitudinal ............................................................................................................. K7 - 6 K7.3.3.2 Pengaruh Suhu dan Susut ................................................................................................. K7 - 7

K7.3.4 ANALISIS STRUKTURAL LENGKAP ........................................................................................... K7 - 7

K7.4 RENCANA BESARAN BAHANK7.4.1 BAJA STRUKTURAL ..................................................................................................................... K7 - 8 K7.4.2 VARIASI BESARAN MEKANIKAL BAJA TERHADAP SUHU ....................................................... K7 - 8 K7.4.3 PERSETUJUAN BAJA STRUKTURAL .......................................................................................... K7 - 8 K7.4.4 PENGENCANG ............................................................................................................................. K7 - 9 K7.4.5 BAJA TUANG ................................................................................................................................ K7 - 9

K7.5 RENCANA KEKUATAN GELAGARK7.5.1 UMUM ........................................................................................................................................... K7 - 10 K7.5.2 KEKUATAN GELAGAR DALAM LENTUR .................................................................................... K7 - 10K7.5.3 BESARAN PENAMPANG UNTUK LENTUR TERHADAP SUMBU UTAMA

K7.5.3.1 Kelangsingan Penampang ................................................................................................. K7 - 10 K7.5.3.2 Penampang Kompak ......................................................................................................... K7 - 11 K7.5.3.3 Penampang Tidak Kompak ............................................................................................... K7 - 12 K7.5.3.4 Penampang Langsing ........................................................................................................ K7 - 12 K7.5.3.5 Penampang Hibrid ............................................................................................................. K7 - 13 K7.5.3.6 Moduli Elastis dan Plastis Penampang .............................................................................. K7 - 13

K7 - viii

K7.5.4 KEKUATAN LENTUR SEGMEN DENGAN PENAHAN LATERAL PENUH K7.5.4.1 Kekuatan Lentur Segmen .................................................................................................. K7 - 14K7.5.4.2 Segmen dengan Penahan Lateral Penuh

K7.5.4.2.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 14 K7.5.4.2.2 Segmen dengan Penahan Lateral Menerus ................................................................. K7 - 14 K7.5.4.2.3 Segmen dengan Penahan Lateral Antara .................................................................... K7 - 15 K7.5.4.2.4 Segmen dengan Penahan Penuh atau Sebagian pada Kedua Ujung ......................... K7 - 15

K7.5.4.3 Potongan Kritikal ................................................................................................................ K7 - 15 K7.5.5 PENAHAN-PENAHAN

K7.5.5.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 15K7.5.5.2 Penahan pada Penampang Melintang

K7.5.5.2.1 Tertahan Penuh ........................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.2 Tertahan Sebagian ....................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.3 Tertahan Terhadap Rotasi ...........................................................................................K7 - 16 K7.5.5.2.4 Tertahan Lateral ........................................................................................................... K7 - 17

K7.5.5.3 Elemen PenahanK7.5.5.3.1 Penahan Terhadap Lendutan Lateral ........................................................................... K7 - 17K7.5.5.3.2 Penahan Terhadap Rotasi Puntir ................................................................................. K7 - 17 K7.5.5.3.3 Unsur Tertahan Sejajar ................................................................................................ K7 - 18 K7.5.5.3.4 Penahan Terhadap Rotasi Lateral ............................................................................... K7 - 18

K7.5.6 FLENS KRITIKAL .......................................................................................................................... K7 - 18 K7.5.7 KEKUATAN LENTUR SEGMEN TANPA PENAHAN LATERAL PENUH

K7.5.7.1 Segmen yang Tertahan Penuh atau Sebagian pada Kedua UjungK7.5.7.1.1 Penampang Terbuka dengan Flens Sama ................................................................... K7 - 19 K7.5.7.1.2 Penampang I dengan Flens Tidak Sama ..................................................................... K7 - 20 K7.5.7.1.3 Penampang Siku .......................................................................................................... K7 - 20 K7.5.7.1.4 Penampang Berongga .................................................................................................K7 - 21

K7.5.7.2 Segmen Tidak Tertahan pada Satu Ujung ......................................................................... K7 - 21 K7.5.7.3 Panjang Efektip .................................................................................................................. K7 - 21 K7.5.7.4 Rencana dengan Analisis Tekuk ....................................................................................... K7 - 22

K7.5.8 LENTUR DALAM BIDANG TIDAK-UTAMAK7.5.8.1 Lendutan Terbatas pada Bidang Tidak-Utama .................................................................. K7 - 23 K7.5.8.2 Lendutan Tidak Dibatasi .................................................................................................... K7 - 23

K7.5.9 PEMISAH DAN DIAFRAGMA ....................................................................................................... K7 - 24K7.5.10 PERENCANAAN BADAN

K7.5.10.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 24 K7.5.10.2 Definisi Panel Badan ......................................................................................................... K7 - 24 K7.5.10.3 Tebal Minimum Panel Badan ............................................................................................. K7 - 24

K7.5.11 RANCANGAN BADAN K7.5.11.1 Badan Tidak Diperkaku ..................................................................................................... K7 - 24 K7.5.11.2 Dimensi Maksimum Panel Badan ...................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.3 Pengaku Penahan Beban Tumpuan .................................................................................. K7 - 25 K7.5.11.4 Pelat Penguat Sisi ............................................................................................................. K7 - 25 K7.5.11.5 Badan Diperkaku Arah Melintang ......................................................................................K7 - 25 K7.5.11.6 Badan dengan Pengaku Memanjang dan Melintang ......................................................... K7 - 26 K7.5.11.7 Rongga dalam Badan ........................................................................................................ K7 - 26

K7.5.12 KEKUATAN GESER BADAN K7.5.12.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 26 K7.5.12.2 Rencana Keadaan Batas Ultimate ..................................................................................... K7 - 26 K7.5.12.3 Rencana Tegangan Kerja .................................................................................................. K7 - 27 K7.5.12.4 Pembagian Tegangan Geser Merata Perkiraan ................................................................ K7 - 27 K7.5.12.5 Pembagian Tegangan Geser Tidak Merata ....................................................................... K7 - 27 K7.5.12.6 Kekuatan Geser Tekuk

K7.5.12.6.1 Badan Tidak Diperkaku ................................................................................................ K7 - 27 K7.5.12.6.2 Badan Diperkaku .......................................................................................................... K7 - 28

K7.5.13 INTERAKSI GESER DAN LENTURK7.5.13.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 28 K7.5.13.2 Cara Pembagian Kekuatan ................................................................................................ K7 - 28 K7.5.13.3 Cara Interaksi Geser dan Lentur ........................................................................................ K7 - 29

K7.5.14 AKSI TEKANAN TUMPUAN PADA UJUNG BADAN K7.5.14.1 Penyebaran Gaya pada Badan .......................................................................................... K7 - 29K7.5.14.2 Kekuatan Tumpuan

K7.5.14.2.1 Rencana Keadaan Batas Ultimate ............................................................................... K7 - 29K7.5.14.2.2 Kekuatan Leleh Tumpuan ............................................................................................ K7 - 29

K7 - ix

K7.5.14.2.3 Rencana Tegangan Kerja ............................................................................................ K7 - 29 K7.5.14.3 Kekuatan Tekuk Tumpuan ................................................................................................. K7 - 29

K7.5.15 PERENCANAAN PENGAKU PENAHAN BEBAN TUMPUANK7.5.15.1 Persyaratan Rencana Keadaan Batas Ultimate ................................................................. K7 - 30 K7.5.15.2 Persyaratan Rencana Tegangan Kerja .............................................................................. K7 - 30 K7.5.15.3 Kekuatan Leleh .................................................................................................................. K7 - 30 K7.5.15.4 Kekuatan Tekuk ................................................................................................................. K7 - 30 K7.5.15.5 Lebar Pengaku .................................................................................................................. K7 - 30 K7.5.15.6 Pemasangan Pengaku Penahan Beban Tumpuan ............................................................ K7 - 29 K7.5.15.7 Perencanaan Penahan Ujung untuk Puntir ........................................................................ K7 - 29

K7.5.16 PERENCANAAN PENGAKU BADAN MELINTANG ANTARAK7.5.16.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 29K7.5.16.2 Jarak Antara

K7.5.16.2.1 Panel Tengah ............................................................................................................... K7 - 31 K7.5.16.2.2 Panel Ujung ................................................................................................................. K7 - 31

K7.5.16.3 Was Minimum .................................................................................................................... K7 - 32K7.5.16.4 Kekuatan Tekuk

K7.5.16.4.1 Cara.Rencana Keadaan Batas Ultimate ...................................................................... K7 - 32 K7.5.16.4.2 Cara Rencana Tegangan Kerja ................................................................................... K7 - 32

K7.5.16.5 Kekakuan Minimum ........................................................................................................... K7 - 32 K7.5.16.6 Lebar Pengaku .................................................................................................................. K7 - 32K7.5.16.7 Gaya Luar

K7.5.16.7.1 Peningkatan Kekakuan ................................................................................................ K7 - 33 K7.5.16.7.2 Peningkatan Kekuatan ................................................................................................. K7 - 33

K7.5.16.8 Hubungan Pengaku Antara Pada Badan ........................................................................... K7 - 33 K7.5.16.9 Penahan Ujung .................................................................................................................. K7 - 33

K7.5.17 PERENCANAAN PENGAKU BADAN MEMANJANG K7.5.17.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 33 K7.5.17.2 Kekakuan Minimum ........................................................................................................... K7 - 34

K7.6 GELAGAR KOMPOSIT .......................................................................................................................... K7 - 35

K7.7 UNSUR DAN PENAHAN MELINTANG .................................................................................................. K7 - 36

K7.8 UNSUR TEKANK7.8.1 Cara Perencanaan ........................................................................................................................ K7 - 37 K7.8.2 PERENCANAAN UNTUK TEKANAN AKSIAL .............................................................................. K7 - 37 K7.8.3 KEKUATAN NOMINAL PENAMPANG

K7.8.3.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 37 K7.8.3.2 Faktor Bentuk .................................................................................................................... K7 - 37 K7.8.3.3 Lebar Efektip ...................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.3.4 Kelangsingan Elemen Pelat ............................................................................................... K7 - 38

K7.8.4 KEKUATAN NOMINAL UNSUR K7.8.4.1 Definisi ............................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.4.2 Panjang Efektip .................................................................................................................. K7 - 39 K7.8.4.3 Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tetap ....................................... K7 - 39 K7.8.4.4 Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tidak Tetap ............................. K7 - 40

K7.8.5 UNSUR TEKAN DENGAN IKATAN DIAGONAL DAN PELATK7.8.5.1 Gaya Rencana ................................................................................................................... K7 - 40K7.8.5.2 Unsur Tekan dengan Ikatan Diagonal

K7.8.5.2.1 Nilai Perbandingan Kelangsingan Komponen Utama .................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.2 Nilai Perbandingan Kelangsingan Unsur Tekan dengan Ikatan Diagonal .................... K7 - 41 K7.8.5.2.3 Sudut Ikatan Diagonal .................................................................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.4 Panjang Efektip Elemen Ikatan Diagonal ..................................................................... K7 - 41K7.8.5.2.5 Batas Nilai Perbandingan Kelangsingan Elemen Ikatan Diagonal ............................... K7 - 41 K7.8.5.2.6 Ikatan Diagonal Berlawanan ........................................................................................ K7 - 41 K7.8.5.2.7 Pelat Pengikat .............................................................................................................. K7 - 42

K7.8.5.3 Unsur Tekan Yang DikopelK7.8.5.3.1 Nilai Perbandingan Kelangsingan Komponen Utama .................................................. K7 - 42K7.8.5.3.2 Nilai Perbandingan Kelangsingan dari Unsur Tekan yang Dikopel .............................. K7 - 42 K7.8.5.3.3 Panjang Efektip Kopel .................................................................................................. K7 - 43 K7.8.5.3.4 Nilai Perbandingan Kelangsingan Maksimum Kopel .................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.5 Lebar Kopel .................................................................................................................. K7 - 43 K7.8.5.3.6 Tebal Kopel .................................................................................................................. K7 - 43

K7 - x

K7.8.5.3.7 Beban pada Kopel ........................................................................................................ K7 - 43

K7.8.6 UNSUR TEKAN YANG DIHUSUNGKAN PADA SISI BELAKANGK7.8.6.1 Komponen Terpisah

K7.8.6.1.1 Penggunaan ................................................................................................................. K7 - 43 K7.8.6.1.2 Konfigurasi ................................................................................................................... K7 - 40 K7.8.6.1.3 Kelangsingan ............................................................................................................... K7 - 40 K7.8.6.1.4 Hubungan .................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.1.5 Gaya Rencana ............................................................................................................. K7 - 44

K7.8.6.2 Komponen BerdampinganK7.8.6.2.1 Penggunaan ................................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.2.2 Konfigurasi ................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.3 Kelangsingan ............................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.4 Hubungan .................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.5 Gaya Rencana ............................................................................................................. K7 - 44

K7.8.7 PENAHANK7.8.7.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 45 K7.8.7.2 Unsur dan Hubungan Penahan ......................................................................................... K7 - 45 K7.8.7.3 Unsur Tekan Terikat Sejajar .............................................................................................. K7 - 45

K7.9 UNSUR TARIKK7.9.1 Perencanaan Tarik Aksial

K7.9.1.1 Cara Perencanaan ............................................................................................................. K7 - 46 K7.9.1.2 Rencana Keadaan Batas Ultimate ..................................................................................... K7 - 46 K7.9.1.3 Rencana Tegangan Kerja ..................................................................................................K7 - 47

K7.9.2 PENYEBARAN GAYA K7.9.2.1 Hubungan Ujung yang Mengadakan Penyebaran Gaya Merata ....................................... K7 - 47 K7.9.2.2 Hubungan Ujung yang Mengadakan Penyebaran Gaya Tidak Merata .............................. K7 - 47

K7.9.3 UNSUR TARIK DENGAN DUA ATAU LEBIH KOMPONEN UTAMAK7.9.3.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 47 K7.9.3.2 Gaya Rencana untuk Hubungan ........................................................................................ K7 - 48 K7.9.3.3 Unsur Tarik yang Tersusun untuk Dua Komponen Sisi-ke-Sisi ......................................... K7 - 48 K7.9.3.4 Unsur Tarik dengan Ikatan Diagonal ................................................................................. K7 - 48 K7.9.3.5 Unsur Tarik yang Dikopel .................................................................................................. K7 - 48

K7.9.4 UNSUR DENGAN HUBUNGAN PEN ........................................................................................... K7 - 48

K7.10 KOMBINASI GAYA AKSIAL DAN LENTURK7.10.1 UMUM ........................................................................................................................................... K7 - 49 K7.10.2 CARA PERENCANAAN ................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.3 AKSI RENCANA ........................................................................................................................... K7 - 49 K7.10.4 KEKUATAN PENAMPANG

K7.10.4.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.4.2 Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Utama X ........................................................... K7 - 49 K7.10.4.3 Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Tidak Utama Y ................................................. K7 - 50 K7.10.4.4 Lentur Biaksial ................................................................................................................... K7 - 50

K7.10.5 KEKUATAN UNSURK7.10.5.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 50 K7.10.5.2 Analisis Elastis Kekuatan Dalam Bidang

K7.10.5.2.1 Penggunaan ................................................................................................................. K7 - 50 K7.10.5.2.2 Unsur Tekan ................................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.2.3 Unsur Tarik .................................................................................................................. K7 - 51

K7.10.5.3 Kekuatan Diluar BidangK7.10.5.3.1 Unsur Tekan ................................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.3.2 Unsur Tarik .................................................................................................................. K7 - 52

K7.10.5.4 Kekuatan Lentur SiaksialK7.10.5.4.1 Unsur Tekan ................................................................................................................ K7 - 52 K7.10.5.4.2 Unsur Tarik .................................................................................................................. K7 - 52

K7.10.5.5 Profil Siku Tunggal Dibaut Rangkap atau Dilas yang Dibebani Eksentris dalam Rangka... K7 - 52 K7.10.6

K7.10.6.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 53 K7.10.6.2 Terjadinya .......................................................................................................................... K7 - 54K7.10.6.3 Jenis Puntir Murni

K7.10.6.3.1 Puntir Merata ............................................................................................................... K7- 55

K7 - xi

K7.10.6.3.2 Puntir Melentur ............................................................................................................. K7 - 55 K7.10.6.3.3 Puntir Tak Merata ......................................................................................................... K7 - 56

K7.10.6.4 Analisis PuntirK7.10.6.4.1 Puntir Murni .................................................................................................................. K7 - 57 K7.10.6.4.2 Kombinasi Lentur dan Puntir ........................................................................................ K7 - 58

K7.10.6.5 Rencana PuntirK7.10.6.5.1 Puntir Murni .................................................................................................................. K7 - 58 K7.10.6.5.2 Kombinasi Lentur Dan Puntir .......................................................................................K7 - 58

K7.11 RANGKA ................................................................................................................................................ K7 - 60

K7.12 HUBUNGANK7.12.1 UMUM

K7.12.1.1 Persyaratan Hubungan ...................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.2 Klasifikasi Hubungan ......................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.3 Hubungan dalam Unsur Utama ......................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.4 Perencanaan Hubungan .................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.5 Aksi Rencana Minimum pada Hubungan ........................................................................... K7 - 62 K7.12.1.6 Pertemuan ......................................................................................................................... K7 - 62K7.12.1.7 Pengencang Tidak Gelincir

K7.12.1.7.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 63 K7.12.1.7.2 Gesek pada Permukaan Kontak .................................................................................. K7 - 63

K7.12.1.8 Hubungan Kombinasi ........................................................................................................ K7 - 64 K7.12.1.9 Gaya Melenting .................................................................................................................. K7 - 65 K7.12.1.10 Komponen Hubungan ........................................................................................................ K7 - 65 K7.12.1.11 Pengurangan untuk Lubang Pengencang ......................................................................... K7 - 65 K7.12.1.12 Hubungan Penampang Berongga ..................................................................................... K7 - 65

K7.12.2 DEFINISI ....................................................................................................................................... K7 - 66 K7.12.3 PERENCANAAN BAUT

K7.12.3.1 Kategori Baut dan Pembautan ........................................................................................... K7 - 66 K7.12.3.2 Was Baut dan Tarikan Minimum ........................................................................................ K7 - 66 K7.12.3.3 Cara Perencanaan ............................................................................................................. K7 - 66K7.12.3.4 Kekuatan Nominal Baut

K7.12.3.4.1 Kekuatan Geser Nominal Baut ..................................................................................... K7 - 66 K7.12.3.4.2 Kekuatan Tarik Nominal Baut ...................................................................................... K7 - 68 K7.12.3.4.3 Kekuatan Tumpuan Nominal Pelat Lapis ..................................................................... K7 - 69 K7.12.3.4.4 Kekuatan Geser Nominal Baut dalam Hubungan Gesek ............................................. K7 - 69

K7.12.3.5 Keadaan Batas Ultimate BautK7.12.3.5.1 Baut dalam Geser ........................................................................................................ K7 - 70 K7.12.3.5.2 Baut dalam Tarik .......................................................................................................... K7 - 70 K7.12.3.5.3 Baut yang Memikul Kombinasi Geser dan Tarik .......................................................... K7 - 70 K7.12.3.5.4 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 71

K7.12.3.6 Keadaan Batas Kelayanan Baut K7.12.3.6.1 Baut dalam Geser ........................................................................................................ K7 - 71 K7.12.3.6.2 Kombinasi Geser dan Tarik .......................................................................................... K 7- 71

K7.12.3.7 Rencana Tegangan KerjaK7.12.3.7.1 Beban Rencana ........................................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.2 Baut dalam Sambungan Gesek ................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.3 Baut dalam Geser ........................................................................................................ K7 - 72 K7.12.3.7.4 Baut dalam Tarik .......................................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.5 Baut yang Memikul Kombinasi Geser dan Tarik .......................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.6 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 72

K7.12.3.8 Pelat Pengisi ...................................................................................................................... K7 - 72 K7.12.4 PENDEKATAN KEKUATAN KELOMPOK BAUT

K7.12.4.1 Kelompok Baut yang Memikul Pembebanan dalam Bidang .............................................. K7 - 73 K7.12.4.2 Kelompok Baut yang Memikul Pembebanan Luar Bidang ................................................. K7 - 74 K7.12.4.3 Kelompok Baut yang Memikul Kombinasi Pembebanan Dalam dan Luar Bidang ............. K7 - 74

K7.12.5 RENCANA HUBUNGAN PENK7.12.5.1 Cara Perencanaan ............................................................................................................. K7 - 74K7.12.5.2 Kekuatan Nominal Pen

K7.12.5.2.1 Kekuatan Geser Nominal Pen ...................................................................................... K7 - 74 K7.12.5.2.2 Kekuatan Tumpuan Nominal Pen ................................................................................ K7 - 75 K7.12.5.2.3 Kekuatan Lentur Nominal Pen ..................................................................................... K7 - 75

K7 - xii

K7.12.5.3 Rencana Keadaan Batas UltimateK7.12.5.3.1 Pen dalam Geser ......................................................................................................... K7 - 70 K7.12.5.3.2 Pen dalam Tumpuan .................................................................................................... K7 - 75 K7.12.5.3.3 Pen dalam Lentur ......................................................................................................... K7 - 75 K7.12.5.3.4 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 75

K7.12.5.4 Rencana Tegangan KerjaK7.12.5.4.1 Pen dalam Geser ......................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.2 Pen dalam Tumpuan .................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.3 Pen dalam Lentur ......................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.4 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 76

K7.12.6 DETAIL PERENCANAAN BAUT DAN PEN K7.12.6.1 Jarak Minimum .................................................................................................................. K7 - 76 K7.12.6.2 Jarak Tepi Minimum .......................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.3 Jarak Maksimum ................................................................................................................ K7 - 76 K7.12.6.4 Jarak Tepi Maksimum ........................................................................................................ K7 - 76 K7.12.6.5 Lubang-lubang ................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.6.6 Penguncian Mur ................................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.7 Jumlah Baut Minimum ....................................................................................................... K7 - 77 K7.12.6.8 Ukuran Baut ....................................................................................................................... K7 - 77

K7.12.7 HUBUNGAN GESEKK7.12.7.1 Pemasangan ...................................................................................................................... K7 - 77K7.12.7.2 Cara Pengencangan

K7.12.7.2.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.7.2.2 Cara Pengencangan Fraksi-putaran ............................................................................ K7 - 78 K7.12.7.2.3 Pengencangan dengan Penggunaan Indikator Tarik Langsung .................................. K7 - 79

K7.12.8 RENCANA PENGELASANK7.12.8.1 Lingkup

K7.12.8.1.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.1.2 Jenis Las ...................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.1.3 Cara Perencanaan ....................................................................................................... K7 - 80

K7.12.8.2 Las Tumpul Penetrasi Penuh dan SebagianK7.12.8.2.1 Definisi ......................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.2.2 Ukuran Las ................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.2.3 Tebal Rencana Leher ................................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.4 Panjang Efektip ............................................................................................................ K7 - 81 K7.12.8.2.5 Luas Efektip ................................................................................................................. K7 - 81 K7.12.8.2.6 Peralihan Tebal atau Lebar .......................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.7 Pendekatan Kekuatan Las Tumpul .............................................................................. K7 - 82

K7.12.8.3 Las SudutK7.12.8.3.1 Ukuran Las Sudut ........................................................................................................ K7 - 83 K7.12.8.3.2 Ukuran Minimum Las Sudut ......................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.3 Ukuran Maksimum Las Sudut Sepanjang Tepi ............................................................ K7 - 83 K7.12.8.3.4 Tebal Rencana Leher ................................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.5 Panjang Efektip ............................................................................................................ K7 - 84 K7.12.8.3.6 Luas Efektip ................................................................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.7 Jarak Melintang antar Las Sudut .................................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.8 Jarak antar Las Sudut Tidak Menerus ......................................................................... K7 - 84 K7.12.8.3.9 Unsur Tersusun - Las Sudut Tidak Menerus ................................................................ K7 - 84 K7.12.8.3.10 Keadaan Batas Ultimate untuk Las Sudut .................................................................... K7 - 84

K7.12.8.4 Las Pengisi ........................................................................................................................ K7 - 85 K7.12.8.5 Las Tersusun ..................................................................................................................... K7 - 86

K7.12.9 PENDEKATAN KEKUATAN KELOMPOK LAS K7.12.9.1 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan dalam Bidang

K7.12.9.1.1 Cara Analisis Umum .................................................................................................... K7 - 86 K7.12.9.1.2 Analisis Alternatip ......................................................................................................... K7 - 87

K7.12.9.2 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Luar BidangK7.12.9.2.1 Cara Analisis Umum .................................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.2.2 Analisis Alternatip ......................................................................................................... K7 - 87

K7.12.9.3 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Dalam dan Luar Bidang ..................................... K7 - 88 K7.12.9.4 Kombinasi Jenis Las .......................................................................................................... K7 - 88

K7.12.10 PELAT PENGISI DALAM PELAKSANAAN ................................................................................... K7 - 88

K7 - xiii

K7.13 RENCANA UNTUK FATIKK7.13.1 UMUM

K7.13.1.1 Persyaratan ....................................................................................................................... K7 - 89 K7.13.1.2 Definisi ............................................................................................................................... K7 - 90 K7.13.1.3 Notasi ................................................................................................................................ K7 - 90 K7.13.1.4 Pembatasan ....................................................................................................................... K7 - 90

K7.13.2 PEMBEBANAN FATIK .................................................................................................................. K7 - 90 K7.13.3 SPEKTRUM RENCANA

K7.13.3.1 Penentuan Tegangan ........................................................................................................ K7 - 91 K7.13.3.2 Perhitungan Spektrum Rencana ........................................................................................ K7 - 92

K7.13.4 PENGECUALIAN UNTUK PENDEKATAN .................................................................................... K7 - 92K7.13.5 Kategori Detail

K7.13.5.1 Kategori Detail untuk Tegangan Biasa .............................................................................. K7 - 93 K7.13.5.2 Kategori Detail untuk Tegangan Geser .............................................................................. K7 - 93

K7.13.6 KEKUATAN FATIKK7.13.6.1 Definisi Kekuatan Fatik urituk Tegangan Biasa ................................................................. K7 - 93K7.13.6.2 Definisi Kekuatan Fatik untuk Tegangan Geser ................................................................. K7 - 94

K7.13.7 PENGECUALIAN DARI PENDEKATAN LANJUTAN .................................................................... K7 - 94 K7.13.8 PENGARUH TEBAL....................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9 PENDEKATAN FATIK

K7.13.9.1 Cara ................................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9.2 Batas Variasi Tegangan Tetap .......................................................................................... K7 - 95

K7.13.10 PEMBATASAN PONS ................................................................................................................... K7 - 95

REFERENCES .......................................................................................................................................................... K7 - 96

K7 - xiv

SECTION K7 STRUCTURAL STEEL

DESIGN

K7.1 INTRODUCTION

K7.1.1 SCOPE

The code sets out the minimum requirements for thedesign and modification of safe, serviceable and durablesteel structures. There may be additional requirementsnot specifically covered that may also have to beconsidered by designers.

K7.1.2 APPLICATION

Steel elements less than 3 mm in thickness are excludedfor reasons of practically and concern about corrosion.

The limit of 450 MPa for the yield stress used in designstems from a lack of research data on steel gradesabove this value, and the applicability of all of themember design provisions for a higher design yieldstress cannot be confirmed. Additional provisions tothose in the standards may be required for steels ofhigher yield stress.

The Article does not preclude the use of steels having aspecified yield stress greater than 450 MPa provided thatthe yield stress used in design (f) is limited to 450 MPa.Note, however, that the use of a steel having a specifiedyield stress greater than 360 MPa is specifically excludedfrom plastic hinge zones by clause A. 4.3.6 of AppendixA.

Hollow section members are most commonlycoldformed, but have traditionally been designed usingthe methods set out in this Section since they were formany years hot-formed. Tests carried out on membersmanufactured confirm the applicability of the provisionsof the code for such members. However, cold-formedhollow section members with a wall thickness less than 3mm should not be designed in accordance with the code.

The code is not intended to be used for thin walled shellor plate structures since such structures are subject tofailure modes not addressed in the code.

BAGIAN K7 PERENCANAAN BAJA

STRUKTURAL

K7.1 PENDAHULUAN


Peraturan meliputi persyaratan minimum untukperencanaan dan modifikasi dari struktur baja yangaman, layan dan awet. Mungkin terdapat persyaratantambahan yang tidak dibahas secara khusus yang jugaboleh dipertimbangkan oleh Perencana.

K7.1.2 PENGGUNAAN

Elemen baja yang kurang dari ketebalan 3 mm tidaktermasuk mengingat alasan praktis dan keraguanterhadap korosi.

Batas 450 MPa untuk tegangan leleh digunakan padapelat badan rencana mengingat kekurangan datapenelitian mengenai mutu baja diatas nilai tersebut, dankesesuaian semua syarat rencana unsur untuk teganganleleh rencana lebih tinggi tidak dapat dijamin. Syarattambahan disamping yang terdapat dalam standarmungkin diperlukan untuk baja dengan tegangan lelehlebih tinggi.

Artikel ini tidak melarang penggunaan baja yangmempunyai spesifikasi tegangan leleh melebihi 450 MPadengan syarat bahwa tegangan leleh yang digunakandalam perencanaan (f) dibatasi sampai 450 MPa.Perhatikan, bagaimanapun, bahwa penggunaan bajayang mempunyai spesifikasi tegangan leleh melebihi 360MPa khususnya harus dihindari pada daerah sendiplastis mengingat pasal A.4.3.6 dari Lampiran A.

Unsur penampang berongga paling umumdibentukdingin, tetapi telah lajim direncana denganmenggunakan cara yang terdapat dalam Bagian inikarena mereka dibentuk-panas selama bertahuntahun.Pengujian yang dilakukan pada unsur yang dipabrikasimembenarkan kesesuaian syarat peraturan untuk unsurdemikian. Bagaimanapun, penampang berongga yangdibentuk-dingin dengan tebal dinding kurang dari 3 mm tidak boleh direncana sesuai peraturan ini.

Peraturan ini tidak dimaksud untuk digunakan padadinding selaput tipis atau struktur pelat karena strukturdemikian mengalami perubahan bentuk runtuh yangtidak dibahas dalam peraturan ini.

K7 - 1


No commentary.


This Article is included as additional explanation andrequires no commentary.

K7.1.5 INFORMATION TO BE SHOWN ONTHE DRAWINGS

This information is in addition to the generalrequirements set out in Section 1.

K7.1.6 GLOSSARY

K7.1.6.1 General

Technical definitions are provided in this Article. Sometechnical definitions which are applicable to only oneSub-section are also given in the Subsection in whichthey are relevant.


No commentary.

K7.1.7 SYMBOLS

The notation adopted in this Section foHOws "wheneverand as far as practicable" recommendations of theInternational Organisation for Standardisation (ISO).

The notation is based on ISO Standard 3898 (1987),which sets out rules for constructing a coherent andconsistent set of symbols applicable to the design of structures. That Standard specifies only the generalterms, so the particular terms relevant to steel structureshave been derived and included in this Article.

K7.1.3 PENGATURAN BAGIAN


K7.1.4 CARA PENGGUNAAN BAGIAN INI

Artikel ini dimasukan sebagai uraian tambahan dan tidakperlu penjelasan.

K7.1.5 KETERANGAN TERCANTUMDALAM GAMBAR

Keterangan ini sebagai tambahan pada persyaratanumum yang dibahas dalam Bagian 1.

K7.1.6 IKHTISAR

K7.1.6.1 Umum

Definisi teknik diadakan dalam Artikel ini. Beberapadefinisi yang hanya sesuai untuk satu Bab juga diberikanpada Bab dimana mereka relevan.

K7.1.6.2 Definisi


K7.1.7 NOTASI

Notasi yang' diambil dalam Bagian ini mengikuti anjuran'sedapat mungkin dibuat praktis' dari OrgaisasiInternasional untuk standarisasi (ISO).

Notasi adalah berdasarkan standar ISO 3898 (1987),yang meliputi peraturan untuk membangun kesatuan dankeseragaman susunan simbol yang sesuai untukperencanaan struktur. Standar tersebut hanyamenspesifikasi istilah umum, sehingga istilah khususyang relevan dengan struktur baja telah disusun dandimasukan dalam Artikel ini.

K7 - 2

K7.2 DESIGN REQUIREMENTS

K7.2.1 GENERAL

No commentary.

K7.2.2 DESIGN FOR STRENGTH

K7.2.2.1 General

No commentary.

K7.2.2.2 Strength Reduction Factors

The Strength Reduction Factor takes the following intoaccount:

i. The probability of under-strength members orconnections due to variations in material strength,material properties, sizes of members and connection elements, and homogeneity.

ii. The differences between the strengths in tests of isolated members, connections, or test piecesand the strength of the members in the structure.

iii. The inaccuracies in the design equations relatedto member or connection design, andinadequacies in our understanding of behaviour.

iv. The degree of ductility and reliability required of the member or connection element under thewaction effects being considered.

v. The accidental eccentricities in columns, beamsand connections.

The Strength Reduction Factor is always less than 1.0.

K7.2.3 DESIGN FOR SERVICEABILITY

K7.2.3.1 General

No commentary.

K7.2.3.2 Deflection Limits for Beams

The deflection limits represent past good practice.

K7.2 PERSYARATANPERENCANAAN

K7.2.1 UMUM


K7.2.2 RENCANA KEKUATAN

K7.2.2.1 Umum


K7.2.2.2 Faktor Reduksi Kekuatan

Faktor Reduksi Kekuatan memperhitungkan yangberikut:

i. Kemungkinan bahwa unsur atau hubunganmempunyai kekuatan kurang akibat variasi dalamkekuatan bahan, besaran bahan, ukuran unsur dan homogenitas.

ii. Perbedaan kekuatan pada pengujian unsurterisolasi, hubungan, atau benda uji dibandingkekuatan unsur dalam struktur.

iii. Rumus perencanaan yang kurang tepat berkaitandengan perencanaan unsur atau hubungan, danterdapatnya kurang pengertian akan perilaku.

iv. Tingkat daktilitas dan keandalan yang diperlukanuntuk unsur atau elemen sambungan padapengaruh aksi berat yang dipertimbangkan.

v. Eksentrisitas tidak terduga dalam kolom, balokdan hubungan -sambungan.

Faktor Reduksi Kekuatan adalah selalu kurang dari 1.0.

K7.2.3 RENCANA KELAYANAN

K7.2.3.1 Umum


K7.2.3.2 Batas Lendutan Gelagar

Batasan lendutan mewakili pengalaman baik yangterdahulu.

K7 - 3

K7.2.3.3 Shear Connection

No commentary.

K7.2.3.4 Steel Reinforcement in Composite Slabs

No commentary.

K7.2.3.5 Bolt Serviceability Limit State

This requirement may be relaxed where the force on a friction connection is primarily due to permanent loadsand the Design Engineer considers that the consequences of a "once only" slip will have nosignificant effect on the serviceability of the bridge. Careis required that such a slip does not adversely affect thedesign profile of the bridge.

K7.2.4 DESIGN FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY BY LOADTESTING OF A PROTOTYPE

No commentary.

K7.2.5 BRITTLE FRACTURE

No commentary.

K7.2.6 FATIGUE

No commentary.

K7.2.7 EARTHQUAKE

No commentary.

K7.2.8 CORROSION RESISTANCE ANDPROTECTION

No commentary.

K7.2.9 CAMBER

Camber is usually required to enhance the appearanceof a bridge: bridges with an obvious sag underpermanent loads are likely to give an impression of inadequacy. Precamber is also required where a member must conform to a certain profile in the finishedstructure.

K7.2.3.3 Hubungan Geser


K7.2.3.4 Tulangan Baja dalam Lantai Komposit


K7.2.3.5 Keadaan Batas Kelayanan Baut

Persyaratan ini dapat diabaikan bila gaya padasambungan gesek terutama disebabkan oleh bebantetap dan Ahli Teknik Perencana mempertimbangkanbahwa akibat dari 'hanya satu' slip tidak akanmempunyai pengaruh berarti pada kelayanan jembatan.Perlu dijaga agar slip demikian tidak merugikan profilrencana jembatan.

K7.2.4 RENCANA KEKUATAN DANKELAYANAN DENGANPENGUJIAN BEBAN PADAPROTOTIPE


K7.2.5 KERETAKAN GETAS


K7.2.6 FATIK-LELAH


K7.2.7 GEMPA


K7.2.8 KETA HANAN DANPERLINDUNGAN KOROSI


K7.2.9 LAWAN LENDUTAN

Lawan lendut umumnya diperlukan untukmempertahankan pandangan jembatan: jembatandengan lendutan besar pada beban tetap umumnyamemberikan kesan kurang baik. Lawan lendut jugadiperlukan bila unsur harus mengikuti profil tertentudalam struktur akhir.

K7 - 4

K7.2.10 OTHER DESIGN REQUIREMENTS

No commentary.

K7.2.10 PERSYARATAN RENCANA LAIN


K7 - 5

K7.3 STRUCTURAL ANALYSIS

K7.3.1 PERMITTED METHODS OF ANALYSIS

The method of elastic analysis can be used quitegenerally and there are a number of commercialcomputer programs available which allow the analysis oflarge structures. Most of these programs ignore allwarping effects in modelling torsional actions.

The method of rigorous analysis leads to the simplestmethod of checking the adequacy of a structure, butrequires the ability to analyse accurately the effects of yielding and instability on frames where the componentmembers have residual stresses and initial crookedness.Computer programs for this type of analysis are notwidely available and are limited in their application.

K7.3.2 MOMENT REDISTRIBUTION


Since the Working Stress Method does not include anyprovision for assessing the ductility of a member, it is inappropriate to allow moment redistribution for membersdesigned this way.

K7.3.2.2 Continuous Beams

The limits on redistribution are related to the comparativeductility of compact, non-compact and slender sections.Although these limits are mostly empirically based, theyrepresent values that have been found satisfactory in thepast.

K7.3.3 COMPOSITE BEAMS

K7.3.3.1 Longitudinal Shear

The values of longitudinal shear for composite beamsare calculated on the assumption of fully compositeconnection between the concrete slab and the steelbeam. In a fully composite connection, the strength of theshear connectors is sufficient to develop the ultimatestrength of the composite section without allowing anunacceptable amount of slip at the interface.

Where the strength of the shear connectors is less thanthat required for a fully composite connection, theultimate strength of this partially composite memberdepends upon the load/slip characteristics of the connectors. Partially

K7.3 ANALISIS STRUKTURAL

K7.3.1 CARA ANALISIS YANG DIPERBOLEHKAN

Cara analisis elastis dapat digunakan pada umumnyadan terdapat sejumlah program komputer komersial yangmengijinkan analisis struktur yang luas. Kebanyakanprogram tersebut mengabaikan pengaruh pelenturandalam menyusun aksi puntiran.

Cara analisis mendalam menuju pada cara termudahuntuk memeriksa kecukupan struktur, tetapi memerlukankemampuan untuk menganalisa dengan tepat pengaruhdari leleh dan kurang stabilitas pada kerangka dimanaunsur komponen mempunyai tegangan sisa danperubahan bentuk sejak awal. Program komputer untukjenis analisis tersebut tidak banyak tersedia dan terbatasdalam penggunaann ya.

K7.3.2 PENYEBARAN ULANG MOMEN

K7.3.2.1 Penggunaan

Karena Cara Tegangan Kerja tidak mencakup syaratuntuk pendekatan daktilitas unsur, adalah tidak sesuaibila mengijinkan penyebaran ulang dari momen untukunsur yang direncana dengan cara tersebut.

K7.3.2.2 Gelagar Menerus

Pembatasan pada penyebaran ulang berkaitan denganperbandingan daktilitas antara penampang kompak,tidak-kompak dan langsing. Walaupun batas-batastersebut sebagian besar berdasarkan percobaan,mereka mewakili nilai yang telah terbukti memadaiselama ini.

K7.3.3 GELAGAR KOMPOSIT

K7.3.3.1 Geser Longitudinal

Nilai geser memanjang untuk balok komposit dihitungberdasarkan anggapan hubungan komposit penuhantara lantai beton dan balok baja. Dalam hubungankomposit penuh, kekuatan penghubung geser adalahcukup untuk mengembangkan kekuatan ultimate daripenampang komposit tanpa mengijinkan jumlah slipyang terlalu besar pada permukaan antara.

Bila kekuatan penghubung geser adalah kurang dariyang diperlukan untuk hubungan komposit penuh,kekuatan ultimate unsur komposit parsial tergantungpada karakteristik beban/slip dari penghubung.Hubungan komposit parsial tidak

K7 - 6

composite connections are not recommended for bridges.

K7.3.3.2 Temperature and ShrinkageEffects

Temperature and shrinkage forces are caused byincompatible deformations between the components of acomposite member. At the serviceability limit state theseforces contribute to the stresses and deformations in anelastic manner.

At the ultimate limit state, temperature and shrinkagedeformations are absorbed by plastic deformation of themember, provided the member has sufficient ductility.Non-compact and slender sections have little reserveductility at their ultimate limit state, so the forces flowingfrom temperature and shrinkage must be accounted for.

K7.3.4 RIGOROUS STRUCTURALANALYSIS

No commentary.

dianjurkan pada jembatan.

K7.3.3.2 Pengaruh Suhu dan Susut

Gaya suhu dan susut disebabkan oleh perubahan bentuktidak sama antara komponen dari unsur komposit. Padakeadaan batas kelayanan gaya tersebut menyebabkanpenambahan tegangan dan perubahan bentuk secaraelastis.

Pada keadaan batas ultimate, perubahan bentuk darisuhu dan susut diserap oleh perubahan bentuk plastisunsur, dengan syarat bahwa unsur mempunyai daktilitasmemadai. Penampang tidakkompak dan langsingmempunyai sedikit cadangan daktilitas pada keadaaanbatas ultimate, sehingga gaya akibat suhu dan susutharus diperhitungkan.

K7.3.4 ANALISIS STRUKTURALLENGKAP


K7 - 7

K7.4 DESIGN PROPERTIES OF MATERIALS

Throughout sub-section 7.4 provision is made for theparticular design property to be either taken as theprescribed value, or be determined by testing thematerial. For bridge work test results are alwayspreferable and should be obtained for similar localmaterials or, where it is considered particularly importantfor the design, tested specially for that project.

Prescribed values may be considered as average values (or median values if these are higher) taken over thewhole of Indonesia. It should be recognised that therecan be a wide variation from place to place and over timefor many of these properties. For example, for concretethis can be caused by the cement because of variationsin properties and changes in technology, variations in properties of different aggregates, and changes in thetechnology of manufacturing concrete Current datashould therefore always be sought for all materialproperties.

K7.4.1 STRUCTURAL STEEL

No commentary.

K7.4.2 VARIATION OF MECHANICALPROPERTIES OF STEEL WITH TEMPERATURE

The relationship between yield stress ratio andtemperature is based on regression analysis of data using elevated-temperature tensile tests conducted inAustralia and the UK (Ref. 1). The variation of themodulus of elasticity with temperature is based onCTICM recommendations (Ref. 2).

K7.4.3 ACCEPTANCE OF STRUCTURALSTEEL

It is preferable that any unidentified steel should betested in accordance with the appropriate standard, but ifthis is not possible, the Code requires the severeassumption that a design yield stress not exceeding 170MPa and a design tensile strength not exceeding 300 MPa be used. Clearly, many steels will have a yieldstress and tensile strength in excess of these and testingmay give a more economic result.

K7.4 RENCANA BESARAN BAHAN

Dalam Bab 7.4 diadakan syarat untuk besaran rencanatertentu apakah diambil seperti nilai yang diberikan atauditentukan melalui pengujian bahan. Untuk pekerjaanjembatan selalu diutamakan dan harus diperoleh hasilpengujian untuk bahan lokal serupa atau, dimanadipertimbangkan sangat penting untuk perencanaan,diuji khusus untuk proyek tersebut.

Nilai yang diberikan dapat dipertimbangkan sebagai nilairata-rata (atau nilai menengah bila ini lebih tinggi) yangdiambil untuk seluruh Indonesia. Perlu diingat bahwadapat terjadi variasi besar dari tempat ke tempat dansepanjang waktu untuk kebanyakan besaran tersebut.Sebagai contoh, untuk beton ini dapat disebabkan olehsemen karena variasi besarannya dan perubahanteknologi, variasi besaran agregat yang berbeda, danperubahan teknologi pembuatan beton. Data yangberlaku harus selalu dicari untuk semua besaran bahan.

K7.4.1 BAJA STRUKTURAL


K7.4.2 VARIASI BESARAN MEKANIKALBAJA TERHADAP SUHU

Hubungan antara rasio tegangan leleh dan suhu adalahberdasarkan analisis regresi dari data denganmenggunakan pengujian tarik pada suhu meningkatyang dilakukan di Australia dan Inggris (Pustaka 1).Variasi modulus elastisitas sesuai suhu adalahberdasarkan saran CTICM (Pustaka 2).

K7.4.3 PERSETUJUAN BAJASTRUKTURAL

Adalah diutamakan bahwa setiap baja yang tidakteridentifikasi harus diuji menurut standar yang sesuai,tetapi bila ini tidak mungkin, Peraturan mensyaratkananggapan berat bahwa digunakan tegangan lelehrencana yang tidak melebihi 170 MPa dan kekuatan tarikrencana yang tidak melebihi 300 MPa. Jelas bahwabanyak baja akan mempunyai tegangan leleh dankekuatan tarik yang melebihi nilai diatas dan pengujiandapat memberikan hasil Iebih ekonomis.

K7 - 8

K7.4.4 FASTENERS

No commentary.

K7.4.5 STEEL CASTINGS

No commentary.

K7.4.4 PENGENCANG


K7.4.5 BAJA TUANG


K7 - 9

K7.5 DESIGN OF BEAMS FOR STRENGTH

K7.5.1 GENERAL

See Article 7.1.4 of the Code.

K7.5.2 STRENGTH OF BEAMS IN BENDING

This clause provides relationships between the designbending moment M* and the nominal capacities Ms, Mb of the member to resist crosssection yielding or localbuckling (section moment capacity Ms) and overallflexural-torsional buckling (member moment capacityMb). These all involve a capacity factor of = 0.9.

Note,that members must satisfy the requirements ofClause 5.12 for combined bending and shear. This willonly affect members with high coincident moment andshear and whose webs are required to provide some resistance to bending moment.

K7.5.3 SECTION PROPERTIES FOR BENDING ABOUT A PRINCIPALAXIS

The nominal section moment capacity (to resist yieldingor local buckling) is defined by the yield stress and by theeffective section modulus. The effective section modulusis defined in terms of the section slenderness, whichprovides a measure of the relative importance of yieldingand local buckling.

K7.5.3.1 Section Slenderness

The section slenderness is used to determine the effects of local buckling on the effective section modulus. Forsections consisting of flat plate elements, it is defined interms of the widththickness ratio of the most slendercompression plate and its yield stress, and is used toclassify a section as compact, non-compact, or slender.This and subsequent expressions involving the yieldstress are arranged so that the yield stress term can beomitted altogether when Fy = 250 MPa. Flat compressionplates include those supported on one or bothlongitudinal edges, as well as those in uniform and non-uniform compression.

The section slenderness of a circular hollow section is defined in terms of its outside diameter to thickness ratioand its yield stress.

Flat plates may be supported by webs and longitudinalstiffeners. when longitudinal stiffeners

K7.5 RENCANA KEKUATANGELAGAR

K7.5.1 UMUM

Lihat Artikel 7.1.4 dari Peraturan.

K7.5.2 KEKUATAN GELAGAR DALAMLENTUR

Pasal ini menyediakan hubungan antara momen lenturrencana M* dan kapasitas nominal Ms, Mb dari unsuruntuk menahan pelelehan penampang melintang atautekuk setempat (kapasitas momen penampang M,) dantekuk lentur-puntir keseluruhan (kapasitas momen unsurMb). Ini semua mencakup faktor kapasitas sebesar 0.9.

Perhatikan bahwa unsur harus memenuhi persyaratanPasal 5.12 untuk kombinasi lentur dan geser. Ini hanyaakan mempengaruhi unsur dengan momen dan geserbersamaan yang tinggi dan pelat badan perlumengadakan sebagian tahanan terhadap momen lentur.

K7.5.3 BESARAN PENAMPANG UNTUKLENTUR TERHADAP SUMBU UTAMA

Kapasitas momen nominal penampang (untuk menahanleleh dan tekuk setempat ditetapkan oleh tegangan lelehdan oleh modulus penampang efektif. Moduluspenampang efektif ditetapkan dalam besarankelangsingan penampang, yang memyediakan ukuranrelatif dari leleh dan tekuk setempat.

K7.5.3.1 Kelangsingan Penampang

Kelangsingan penampang digunakan untuk menentukanpengaruh tekuk setempat pada modulus penampangefektif. Untuk penampang yang terdiri dari elemen pelatrata, ini ditetapkan dalam besaran rasio lebar-ketebalanpelat tekan paling langsing dan tegangan lelehnya, dandigunakan untuk klasifikasi penampang sebagai kompak,tidak-kompak, atau langsing. IN dan rumus berikut yangmencakup tegangan leleh disusun demikian sehinggabagian tegangan leleh dapat diabaikan seluruhnya bilaFy = 250 MPa. Pelat tekan rata mencakup yang didukungpada satu atau kedua tepi memanjang, dan juga yangdalam tekanan merata dan tidak-merata.

Kelangsingan penampang dari penampang bulatberongga ditetapkan dalam besaran diameter luarnyaterhadap rasio ketebalan dan tegangan lelehnya.

Pelat rata dapat didukung oleh pelat badan dan pengakumemanjang. Bila pengaku memanjang

K7 - 10

are used, they must be stiff enough to effectively preventdeflection of the stiffened plate. For a single stiffenerbetween two supporting webs, it is suggested that the stiffener should have second moment of area Ig whichsatisfies.

Ig 4.5 bt3 [1 + (2.3 Ag/bt) (1 + 0.5 Ag/bt)]

in which b is half the plate width between supportingwebs, t is the plate thickness, and A, is the stiffener area(see also Ref. 7).

For an edge stiffener alone, it is suggested that thestiffener should have a second moment of area whichsatisfies.

Ig 2.3 bt3 [1 + (4.6 Ag /bt) (1 + Ag/bt)

in which b is the plate width between the supporting weband the edge stiffener. For with more thank a singlestiffness may be needed to prevent global buckling of thestiffened plate. Advice on this is given in References 7and 8.

K7.5.3.2 Compact Sections

Compact sections are those for which the full plasticmoment can be reached and maintained until a plasticcollapse mechanism develops, without any local bucklingeffects. For these sections, the section moment capacityis determined by the lesser of the plastic section modulusor 1.5 times the elastic section modulus, correspondingto the case of a solid rectangular section.

The plasticity slenderness limits for compact sections aregiven in Table 5.2 for different plate support and stress conditions. Plates supported on one edge include the flange outstands of UB, UC, channel, angle and T-sections, while plates supported on both edges includethe flanges of box sections and the webs of section withtwo flanges. All UBs in Grade 250 steel are compact, as are most (but not all) UCs.

The plasticity limits for flat plates supported on one edgein uniform compression are also used when the elasticstress distribution is non-uniform, as in the case of thestems of tee-sections and the flanges of 1-sections bentabout the minor axis, since these stress distributionsbecome more uniform after yielding. These limits mayalso be used for other stress distributions.

The plasticity limit for plates supported on both edgesand in uniform compression may also be used for platesin non-uniform compression.

digunakan, mereka harus cukup kaku untuk secara efektif mencegah lendutan dari pelat yang diperkaku.Untuk pengaku tunggal antara dua pelat badanpendukung, disarankan agar pengaku harus mempunyaimomen kedua dari luas Ig yang memenuhi:

Ig 4.5 bt3 [1 + (2.3 Ag/bt) (1 + 0.5 Ag/bt)]

dimana b adalah setengah lebar pelat antara pelat badanpendukung, t adalah tebal pelat dan A, adalah luaspengaku (lihat juga Pust.7).

Untuk pengaku ujung saja, disarankan agar pengakuharus mempunyai momen kedua dari luas yangmemenuhi:

Ig 2.3 bt3 [1 + (4.6 Ag /bt) (1 + Ag/bt)

dimana b adalah lebar pelat antara pelat badanpendukung dan pengaku ujung. Dengan lebih banyakmanfaat suatu kekakuan tunggal dapat diperlukan untukmencegah tekuk global dari pelat yang diperkaku.Petunjuk untuk ini diberikan dalam Pustaka 7 dan 8.

K7.5.3.2 Penampang Kompak

Penampang kompak adalah untuk mana momen plastispenuh dapat tercapai dan dipertahankan sampaiberkembang mekanisme keruntuhan plastis, tanpaterjadi tekuk setempat. Untuk penampang tersebut, kapasitas momen penampang ditentukan oleh nilaiterkecil dari modulus plastis penampang atau 1.5 kalimodulus elastis penampang, sesuai dengan kasuspenampang persegi kompak.

Batas kelangsingan plastis untuk penampang kompakdiberikan dalam Tabel 5.2 untuk pendukung pelatberbeda dan keadaan tegangan. Pelat yang didukungpada satu ujung meliputi flens menggantung daripenampang UB, UC, kanal, siku dan T, sedang pelatyang didukung pada dua ujung meliputi flens daripenampang boks dan pelat badan penampang dengandua flens. Semua UB dengan mutu baja 250 adalahkompak, seperti kebanyakan (tetapi tidak semua) UC.

Batas plastis untuk pelat rata yang didukung pada satuujung dalam tekanan merata juga digunakan bilapembagian tegangan elastis adalah tidak merata, sepertidalam kasus pelat badan penampang-T dan flens penampang I yang dilengkung terhadap sumbu lemahkarena pembagian tegangan tersebut menjadi lebihmerata setelah leleh. Batas tersebut juga bolehdigunakan untuk pembagian tegangan yang lain.

Batas plastis untuk pelat yang didukung pada keduaujung dan dalam tekanan merata juga boleh digunakanuntuk pelat dalam tekanan tidak merata.

K7 - 11

K7.5.3.3 Non-compact Sections

Non-compact sections have section slendernesses lyingbetween the plasticity and yield limits of Table 7.3. Theyield limits are the same as those used for compressionmembers in Table 7.11 (except for circular hollowsections), and are generally based on lower bound fits to the experimental local buckling resistances of plateelements in uniform compression (see also Ref. 8).

The resistance to local buckling is generally affected bythe level of the residual compressive stresses induced ina member during manufacture or fabrication. Thus theplate slenderness yield limits given in Table 7.3 arehighest for stress relieved members, and lowest forheavily welded members. The distinction in Table 7.3between lightly and heavily welded members is set at 40 MPa. The magnitudes of the welding residual stressesincrease with the rate of heat input to the weld, and so members with small welds or multi-pass welds can be expected to be lightly welded. Information for predictingthe residual compression stress induced by welding canbe obtained from Ref. 9.

The yield limits given in Table 7.3 for plates supported onone edge and in non-uniform compression are based onelastic buckling at the yield stress of plates withmaximum compression at the free edge, and zero stress at the supported edge. The values for uniformcompression may conservatively be used for other stress distributions.

The yield limits for plates supported on both edges and in uniform compression may conservatively be used for plates in non-uniform compression. A higher limit is givenfor plates with compression at one edge and tension at the other.

The nominal moment capacity of a section having aslenderness equal to the yield limit is based on theelastic section modulus.

The capacity of a section whose slenderness is in therange between the plasticity and yield limits is obtainedby linear interpolation.

K7.5.3.4 Slender Sections

Slender sections have section slenderness higher thanthe yield limits of Table 7.3. None of the hotrolledsections in Grade 250 steel are slender when used inbending, except for some Qf the thinner angles, andsome tees cut from UB

For a section with a flat plate element in uniformcompression, the capacity is based on the additional

K7.5.3.3 Penampang Tidak Kompak

Penampang tidak kompak mempunyai kelangsinganpenampang yang berada antara batas plastisitas danleleh sesuai Tabel 7.3. Batas leleh adalah sama sepertiyang digunakan untuk unsur tekan dalam Tabel 7.11(kecuali untuk penampang bulat berongga), dan adalahumumnya berdasarkan batas bawah yang sesuaiterhadap tahanan tekuk eksperimental setempat darielemen pelat dalam tekanan merata (Iihat juga Pustaka8).

Tahanan terhadap tekuk setempat umumnyadipengaruhi oleh tingkat tegangan tekan sisa yang terjadidalam unsur selama pembuatan atau fabrikasi. Jadibatas leleh kelangsingan pelat yang diberikan dalamTabel 7.3 adalah tertinggi untuk unsur degan teganganyang dikurangi selama pembuatan, dan paling rendahuntuk unsur yang dilas berat. Perbedaan antara unsuryang dilas ringan dan berat ditetapkan pada 40 Mpadalam Tabel 7.3. Besaran tegangan las sisa meningkatdengan laju penggunaan panas pada pengelasan, dandemikian unsur dengan [as tipis atau las berlapis dapatdianggap sebagai dilas ringan. Keterangan untukperkiraan tegangan tekan sisa yang terjadi akibatpengelasan dapat diperoleh dari Pustaka 9.

Batas leleh yang diberikan dalam Tabel 7.3 untuk pelatyang didukung pada satu ujung dan dalam tekanan tidak merata adalah berdasarkan tekuk elastis pada teganganleleh pelat dengan tegangan maksimum pada ujungbebas, dan tegangan minimum pada ujung terdukung.Nilai untuk tekanan merata dapat digunakan secarakonservatif untuk pembagian tegangan yang lain.

Batas tegangan leleh untuk pelat yang didukung padakedua ujung dan dalam tekanan merata dapat secarakonservatif digunakan untuk pelat dalam tekanan tidakmerata. Batas lebih tinggi diberikan untuk pelat dengantekanan pada satu ujung dan tarikan pada ujung lain.

Kapasitas momen minimal dari penampang dengankelangsingan sama dengan batas leleh adalahberdasarkan modulus elastis penampang.

Kapasitas penampang dengan kelangsingan yangberada antara batas plastisitas dan leleh diperolehmelalui interpolasi linier.

K7.5.3.4 Penampang Langsing

Penampang langsing mempunyai kelangsinganpenampang melebihi batas leleh dalam Tabel 7.3. Tidakada penampang hasil canai panas dengan mutu baja250 yang langsing bila digunakan untuk lentur kecualiuntuk beberapa siku lebih tipis, dan beberapa T yangdipotong dari UB .

Untuk penampang dengan elemen pelat rata dalamtekanan merata, kapasitas adalah berdasarkan

K7 - 12

post-buckling capacity, and the effective section modulusis taken as being inversely proportional to the actionslenderness. An alternative method is permitted for these sections which is based on the effective width concept, inwhich any widths in excess of those corresponding to theyield limits are ignored in the calculation of the effectivesection modulus.

A section with a flat plate element in non-uniformcompression may conservatively be treated as if in uniform compression. For a section with a flat plate element with compression at a free edge and tension at a supported edge, the capacity is taken as equivalent tothe elastic buckling capacity, and the effective sectionmodulus is conservatively taken as being inverselyproportional to the square of the section slenderness(Ref. 10).

For circular hollow sections, two approximations aregiven for the effective section modulus, one for moderateslendernesses, and another for high slendernesses.

It should be noted that the section modulus is the onlyproperty that is reduced below the value for the fullcross-section. Other properties, such as those used in determining the lateral buckling capacity are not reduced.

Finally, some deformation slenderness limits are given in Table 7.3 for flat plate elements in uniform compression.When these are exceeded, elastic local buckling mayoccur under service loading, leading to noticeabledistortions or deformations.

K7.5.3.5 Hybrid Sections

No commentary.

K7.5.3.6 Elastic and Plastic SectionModuli

This clause allows the effects of small holes on the elastic and plastic section moduli to be neglected, whilerequiring that these be calculated for larger holes, eitherby a simple approximation, or from the net section.

The clause is based on the results of experiments(Chapter 16 of Reference 11 ) which show that compactbeams with bolt holes in their flanges can still reach the full plastic moment capacity of the gross section, because of local strain-hardening around the holes. Thelimit given for the maximum size of holes that can beneglected is consistent with that used in Clause 7.9.1.2for holes in tension members. Fastener holes in webshave virtually no effect on the moment capacity, butreduced section moduli should be calculated from the netsections of

kapasitas pasca-tekuk tambahan, dan moduluspenampang efektif diambil sebagai berbanding terbalikdengan kelangsingan aksi. Cara alternatif diijinkan untukpenampang tersebut berdasarkan konsep lebar efektif, padamana tiap lebar yang melebihi dari kesesuaianbatas leleh diabaikan dalam perhitungan moduluspenampang efektif.

Penampang dengan elemen pelat rata dalam tekanantidak merata dapat dihitung secara konservatif sepertidalam tekanan merata. Untuk penampang denganelemen pelat rata dengan tekanan pada ujung bebas dantarik pada ujung terdukung, kapasitas diambil ekivalendengan kapasitas tekuk elastis, dan modulis efektifpenampang diambil secara konservatif sebagaiberbanding terbalik dengan kuadrat kelangsinganpenampang (Pustaka 10).

Untuk penampang bulat berongga, dua perkiraandiberikan untuk modulus penampang efektif, satu untukkelangsingan menengah dan yang lain untukkelangsingan tinggi.

Perlu diperhatikan bahwa modulus penampang adalahsatu-satunya besaran yang dikurangi dibawah nilaipenampang penuh. Besaran lain, seperti yang digunakandalam penentuan kapasitas tekuk lateral tidak dikurangi.

Akhirnya, beberapa batas kelangsingan perubahanbentuk diberikan dalam Tabel 7.3 untuk elemen pelatrata dalam tekanan merata. Bila ini dilampaui, tekuk elastis setempat dapat terjadi pada pembebanan layan,menuju pada gangguan atau perubahan bentuk yangberarti.

K7.5.3.5 Penampang Hibrid


K7.5.3.6 Moduli Elastis dan Plastis Penampang

Pasal ini mengijinkan untuk mengabaikan pengaruh darilubang kecil pada moduli penampang elastis dan plastis,sedang mensyaratkan bahwa ini diperhitungkan bilalubang lebih besar, dengan pendekatan sederhana ataudari penampang bersih.

Pasal ini adalah berdasarkan hasil percobaan (Pasal 16dalam Pust.11) yang menunjukan bahwa balok kompakdengan lubang baut dalam flens dapat mencapaikapasitas momen plastis penuh dari penampang penuh,karena pengerasan ulur setempat sekitar lubang. Batas yang diberikan untuk ukuran maksimum lubang yangdapat diabaikan, ditetapkan sesuai yang digunakandalam pasal 7.9.1.2 untuk lubang dalam unsur tarik. Lubang pengencang dalam pelat badan tidakmempunyai pengaruh pada kapasitas momen, tetapimoduli penampang

K7 - 13

beams with large openings in their webs.

K7.5.4 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITH FULL LATERAL RESTRAINT

K7.5.4.1 Segment Bending Strength

The term "restraint" is used to refer to an element whichinhibits deflection or twisting out of the plane of loading,while the word "support" is used to refer to an elementwhich inhibits deflection in the plane of loading.

Full lateral restraint of a segment prevents lateralbuckling, in which case the member moment capacity isequal to the section moment capacity at the critical at thecritical section.

The design of a member against lateral buckling iscarried out for each segment of the member. A segment is a length of the member which is fully or partiallyrestrained against lateral deflection and twist rotation out of the plane of loading, either at both ends, or at one endwhen the other end is free, as it often is for cantilevers. It is assumed that all supports in the plane of loading willalso provide full or partial restrain at the support againstdeflection and twist out of the plane of loading.

K7.5.4.2 Segments with Full Lateral Restraint

K7.5.4.2.1 General

This provides the obvious definition of effective lateralrestraint in terms of preventing failure by lateral bucklingby ensuring that the segment moment capacity is notless than the section moment capacity. When this is so,the design is governed by the section capacity.

The following clauses give expansions of this definitionfor three common situations for which it can be assumedthat the segment has full lateral restraint. For othersituations, this cannot be assumed, and so the membermoment capacity must be evaluated using Clause 7.5.7.

K7.5.4.2.2 Segments with Continuous LateralRestraints

This requires two provisions to be met. Firstly, overalltorsional restraint must be provided at both ends by fullor partial restraints, and secondly, the continuousrestraints must act at the critical flange.

terkurangi harus dihitung dari penampang bersih balokdengan rongga besar dalam badannya.

K7.5.4 KEKUATAN LENTUR SEGMENDENGAN PENAHAN LATERALPENUH

K7.5.4.1 Kekuatan Lentur Segmen

Istilah 'penahan' digunakan untuk menunjuk padaelemen yang menahan lendutan atau puntiran keluarbidang pembebanan,sedang kata 'pendukung' digunakanuntuk menunjuk pada elemen yang menahan lendutandalam bidang pembebanan.

Penahan lateral penuh dari segmen mencegah tekuklateral, padamana kapasitas momen unsur adalah samadengan kapasitas momen penampang pada potongankritik.

Perencanaan unsur terhadap tekuk lateral dilakukanuntuk tiap segmen dari unsur. Segmen adalah panjangunsur yang penuh atau sebagian tertahan terhadaplendutan lateral dan rotasi puntir yang diluar bidangpembebanan, pada kedua ujung atau pada satu ujungbila ujung lainnya bebas, yang sering terdapat padakantilever. Dianggap bahwa semua pendukung dalambidang pembebanan juga akan mengadakan penahanpenuh atau sebagian pada pendukung. terhadaplendutan dan puntiran yang diluar bidang pembebanan.

K7.5.4.2 Segmen dengan PenahanLateral Penuh

K7.5.4.2.1 Umum

Ini mengadakan ketentuan tegas dari penahan lateralefektif dalam pencegahan keruntuhan oleh tekuk lateraldengan menjamin bahwa kapasitas momen segmentidak kurang dari kapasitas momen penampang. Bilademikian, perencanaan ditentukan oleh kapasitaspenampang.

Pasal berikut memberikan perluasan ketentuan tersebutuntuk tiga keadaan umum padamana dapat dianggapbahwa segmen mempunyai penahan lateral penuh.Untuk keadaan lain, ini tidak dapat dianggap, dandemikian kapasitas momen unsur harus dievaluasidengan menggunakan Pasal 7.5.7.

K7.5.4.2.2 Segmen dengan PenahanLateral Menerus

Ini menuntut bahwa dua syarat terpenuhi. Pertama, penahan puntir keseluruhan harus diadakan pada keduaujung oleh penahan penuh atau sebagian, dan kedua,penahan menerus harus bekerja pada flens kritik.

K7 - 14

K7.5.4.2.3 Segments with Intermediate LateralRestraints

This clause is similar to Clause 7.5.4.2.2 for continuousrestraints, except that the possibility of segment bucklingbetween the restraints must be eliminated before thesegment as a whole can be considered to be fullybraced. All three provisions must be satisfied.

A segment has at least one end laterally restrained. Its other end may be fully or partially restrained, or laterallyrestrained (against deflection but not against twist), but may not be unrestrained.

Note that this clause cannot be applied to lengths ofsegments which are unrestrained at one end.

K7.5.4.2.4 Segments with Full or PartialRestraints at Both Ends

This clause gives limiting segment slenderness ratios forsegments under end moments M and m M. The limits are higher for segments with high moment gradient (highvalues of the end moment ratio m ) than for near uniformbending (low values of m).

The limits for channel section members are seeminglylower than those for I-section members because theyhave higher than values of ry. The limits for rectangularhollow section members, which may also be used forcircular hollow section members by setting bf = bw arehigh because these rarely buckle laterally.

K7.5.4.3 Critical Section

The critical cross-section is the section which will controlthe design of a member with full lateral restraint. It is therefore defined in terms of the relative magnitudes of the design bending moment and the nominal sectionmoment capacity.

K7.5.5 RESTRAINTS

K7.5.5.1 General

This clause directs the designer to the appropriate sub-clause following.

An obvious definition of an unrestrained crosssection isgiven here for the sake of completeness.

K7.5.4.2.3 Segmen dengan Penahan LateralAntara

Pasal ini serupa dengan pasal 7.5.4.2.2. untuk penahanmenerus, kecuali bahwa kemungkinan tekuk segmenantara penahan harus dihilangkan sebelum keseluruhansegmen dapat dipertimbangkan sebagai terikat penuh.Ketiga syarat harus terpenuhi.

Segmen mempunyai paling sedikit satu ujung tertahanlateral. Pada ujung lain dapat tertahan penuh atausebagian, atau tertahan lateral (terhadap lendutan tetapitidak terhadap puntiran), tetapi tidak boleh tidak tertahan.

Perhatikan bahwa pasal ini tidak dapat berlaku untukpanjang segmen yang tidak tertahan pada satu ujung.

K7.5.4.2.4 Segmen dengan Penahan Penuhatau Sebagian pada Kedua Ujung

Pasal ini memberikan rasio kelangsingan batas untuksegmen pada momen ujung M dan m M. Batasbatasadalah lebih tinggi untuk segmen dengan gradienmomen tinggi (nilai tinggi dari rasio momen ujung m)dibanding dengan lenturan hampir merata (nilai rendahdari m).

Batas untuk unsur penampang kanal kelihatan lebihrendah dibanding dengan unsur penampang I karenamereka mempunyai nilai lebih tinggi dari ry. Batabatas untuk unsur penampang persegi berongga, yang jugadapat digunakan untuk unsur penampang bulatberongga dengan menetapkan bf = bw adalah tinggikarena mereka jarang tertekuk lateral.

K7.5.4.3 Potongan Kritikal

Penampang melintang kritik adalah penampang yangakan mengendalikan perencanaan unsur denganpenahan lateral penuh. Dengan demikian ini dinyatakandalam besaran relatif dari momen lentur rencana dankapasitas momen nominal penampang.

K7.5.5 PENAHAN-PENAHAN

K7.5.5.1 Umum

Pasal ini mengarahkan Perencana ke ayat sesuai yangberikut.

Ketentuan tegas dari penampang tidak tertahandiberikan disini dengan tujuan melengkapi.

K7 - 15

K7.5.5.2 Restraints at a Cross-section

These definitions are of the various are of the variousrestraint conditions considered when designing againstlateral buckling. Examples of these restraint categoriesare shown in figures in each sub-clause.

These case of a cross-section which is restrained againsttwist rotation but free to deflect laterally is not includedbecause of the difficulty of providing simple guidance.Some very stiff torsional restraints may induce bucklingmodes in which the crosssection act as if fully restrained,while in other cases torsional restrains may be comparative, and the restrained cross-section maydeflect laterally. Some information on the effects oftorsional restraints alone is given in Section 4.2.2. ofReference 12.

K7.5.5.2.1 Fully Restrained

While theoretical restraints must often be infinitely stiff to provide full restraint, a more realistic approach is takenby requiring the restraints to effectively prevent lateraldeflection and twist of the cross-section.

The examples of full restraint shown in Figure 7.3(a) areones for which the lateral deflections of both flanges areeffectively prevented, while those shown in Figure 7.3(b)are ones for which the lateral deflection of the critical flange is effectively prevented, in which case partialtorsional restraint is sufficient.

The examples shown in Figure 7.3(c) are ones for whichthe lateral deflection of some other point of the cross-section than the critical flange is effectively prevented, in which case effective restraint against twist rotation isrequired, and partial torsional restraint is not sufficient.

K7.5.5.2.2 Partially Restrained

The distinction between full an partial restraint isqualitative only. The examples shown in Figure 7.4 areones for which lateral deflection of some other point of the cross-section than the critical flange is effectivelyprevented, and for which there is only partial restraintagainst twist rotation of the crosssection.

K7.5.5.2.3 Rotationally Restrained

Rotational restraints at a cross-section reduce lateral rotation of the segment out of the plane of bending, andincrease the resistance to lateral buckling. The first example in figure 7.5 shows two parallel segments whichare rotationally restrained by two

K7.5.5.2 Penahan pada PenampangMelintang

Ketentuan ini adalah dari berbagai kondisi penahan yangdipertimbangkan bila merencanakan terhadap tekuklateral. Contoh kategori penahan tersebut ditunjukandalam gambar pada tiap ayat.

Kasus penampang yang tertahan terhadap rotasi puntirtetapi bebas melendut dalam arah lateral tidak termasukkarena kesulitan pengadaan pedoman sederhana.Beberapa penahan puntir yang sangat kaku dapatmenimbulkan perubahan bentuk tekuk padamanapenampang melintang bekerja seperti tertahan penuh,sedang dalam kasus lain penahan puntir dapatsebanding, dan penampang tertahan dapat melendutlateral. Berbagai keterangan untuk pengaruh penahanpuntir saja diberikan dalam Bagian 4.2.2 dari Pustaka 12.

K7.5.5.2.1 Tertahan Penuh

Meskipun penahan teoritik sering harus kaku sempurnaagar mengadakan penahan penuh, pendekatan lebihwajar diambil dengan mensyaratkan agar penahansecara efektif mencegah lendutan lateral dan puntiranpenampang.

Contoh penahan penuh yang ditunjukan dalam Gambar7.3(a) adalah dimana lendutan lateral dari kedua flensdicegah secara efektif, sedang yang terdapat dalamGambar 7.3(b) adalah dimana lendutan lateral dari flenskritik dicegah secara efektif, dalam hal mana penahanpuntir parsial mencukupi.

Contoh yang ditunjukan dalam Gambar 7.3(c) adalahdimana lendutan lateral dari titik lain pada penampangmelintang selain flens kritik dicegah secara efektif, dalam hal mana penahan efektif terhadap rotasi puntirdiperlukan, dan penahan puntir parsial tidak mencukupi.

K7.5.5.2.2 Tertahan Sebagian

Perbedaan antara penahan penuh dan parsial adalahhanya kualitatif. Contoh yang ditunjukan dalam Gambar7.4 adalah dimana lendutan lateral dari titik lain padapenampang melintang selain flens kritik dicegah secaraefektif, dan untuk mana hanya terdapat penahan parsialterhadap rotasi puntir penampang melintang.

K7.5.5.2.3 Tertahan Terhadap Rotasi

Penahan rotasi pada penampang melintang mengurangirotasi lateral segmen yang diluar bidang lentur, danmeningkatkan tahanan terhadap tekuk lateral. Contohpertama dalam Gambar 7.5 menunjukan dua segmensejajar yang tertahan

K7 - 16

transverse members with moment connections.

The second example in Figure 7.5 shows the central of a laterally continuous member being rotationally restrainedat both of its end cross-sections by the adjacentsegments. Care should be taken when assessing the effectiveness of such restraining segments, since theirout-of-plane stiffnesses are often substantially reducedby their own loadings which reduce their resistances tolateral buckling.

K7.5.5.2.4 Laterally Restrained

When only lateral deflection of the critical flange of a cross-section is effectively prevented, as indicated inFigure 7.6, then the cross-section may be considered to be laterally restrained, provided it is within a segmentwhich is fully or laterally restrained at both ends. Thiscannot be assumed for segments which are free at oneend, for which the effectiveness of lateral restrains isuncertain.

K7.5.5.3 Restraining Elements

K7.5.5.3.1 Restraint Against Lateral Deflection

At a cross-section which is to be considered as fully,partially, or laterally restrained, the restraint againstlateral deflection out of the plane of loading is required tobe able to transfer 2.5% of the maximum critical flangeforce. A stiffness requirement is not given, even thoughthere is a theoretical solution (Ref. 13). This follows thefinding (Ref. 14) that the stiffness requirements forcentrally braced columns are satisfied by practical braceswhich satisfy the 2.5% rule.

When the restraints are more closely spaced than isrequired for full lateral restraint of the segment or sub-segment, then an appropriate group of restraints isrequired as a whole to be able to transfer the 2.5% of the flange force, rather than each individual restraint. Thismay also be used for continuous restraints.

When the restraints are less closely spaced than isrequired for full lateral restraint of the segment or sub-segment, then each restraint must be designed to transfer the 2.5% of the flange force.

K7.5.5.3.2 Restraint Against Twist Rotation

At a cross-section which requires effective restrained against twist rotation about the longitudinal axis of thesegment, the restraint must be capable of transferringthe moment action of a

terhadap rotasi oleh dua unsur melintang denganhubungan momen.

Contoh kedua dalam Gambar 7.5 menunjukan pusatunsur menerus lateral yang tertahan terhadap rotasi pada kedua ujung penampang melintang oleh segmenberdekatan. Harus berhati-hati bila memperkirakanefektivitas segmen penahan tersebut, karena kekakuandiluar bidang sering sangat berkurang oleh beban sendiriyang mengurangi tahanan terhadap tekuk lateral.

K7.5.5.2.4 Tertahan Lateral

Bila hanya lendutan lateral dari flens kritik penampangmelintang dicegah secara efektif, seperti terdapat dalamGambar 7.6, maka penampang melintang dapatdipertimbangkan tertahan lateral, dengan syarat iniberada dalam segmen yang tertahan penuh atau lateralpada kedua ujung. Ini tidak dapat dianggap untuksegmen yang bebas pada satu ujung, untuk manaefektivitas penahan lateral tidak pasti.

K7.5.5.3 Elemen Penahan

K7.5.5.3.1 Penahan Terhadap Lendutan Lateral

Pada penampang melintang yang akan dipertimbangkansebagai tertahan penuh, parsial, atau lateral, penahanterhadap lendutan lateral diluar bidang pembebananperlu mampu menyalurkan 2.5% dari gaya maksimumflens kritik. Persyaratan kekakuan tidak diberikan, walaupun terdapat pemecahan teoritik (Pust.13). Ini mengikuti penemuan (Pust.14) bahwa persyaratankekakuan untuk kolom terikat terpusat dipenuhi olehikatan praktis yang memenuhi aturan 2.5%.

Bila penahan berjarak lebih dekat dari yang diperlukanuntuk penahan lateral penuh dari segmen dan sub-segmen, maka kelompok penahan yang sesuaidiperlukan sebagai kesatuan untuk mampu menyalurkan2.5% dari gaya flens, bukan tiap penahan tersendiri. Ini dapat juga digunakan untuk penahan menerus.

Bila penahan berjarak kurang dekat maka diperlukanpenahan lateral penuh dari segmen atau subsegmen,maka tiap penahan harus direncanakan agarmenyalurkan 2.5% dari gaya flens.

K7.5.5.3.2 Penahan Terhadap Rotasi Puntir

Pada penampang melintang yang memerlukan penahanefektif untuk rotasi puntir terhadap sumbu memanjangsegmen, penahan harus mampu menyalurkan aksimomen sebesar 2.5% gaya

K7 - 17

2.5% transverse force from the unrestrained flangethrough the web and the lateral restraint.

In the case of a section which only requires partialagainst twist rotation, only qualitative indications are given of the stiffness required of the partial restraint.

K7.5.5.3.3 Parallel Restrained Members

This clause provides for a reduction in the rate ofaccumulation of the restraint forces for parallel membersbeyond the connected member from 2.5% to 1.25%. Thisreduction reflects the possibility that the crookedness orload eccentricity of any other member may act in theopposite sense, and reduce the total restraint force.

K7.5.5.3.4 Restraint Against Lateral Rotation

Only a qualitative indication is given of the stiffness required for a restraint against lateral rotation of thesegment.

Only a segment which itself may be considered to befully restrained should be considered as being capable ofproviding restraint against lateral rotation, and then onlyif it is continuous with the segment it is to restraint or hasa moment connection to it.

The method of design by buckling analysis allows theactual effective stiffness of the rotational restraint to be taken into account.

K7.5.6 CRITICAL FLANGE

The term critical flange is used in the restraint definitionsfor the flange for which lateral restraint is the moreeffective. For segments restrained at both ends, this isthe compression flange, but for segments unrestrained atone end, it is usually the tension flange which bucklesmore.

K7.5.7 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITHOUT FULL LATERAL RESTRAINT

This clause only to members without full lateral restraintwhich are bent about the major principal axis, and whichmay buckle laterally by deflecting and twisting out of theplane of loading. Members which are bent about theminor principal axis do not buckle laterally, unless theirloads act far above the shear centre.

melintang dari flens tidak tertahan melalui pelat badandan penahan lateral.

Dalam kasus penampang yang hanya memerlukanpenahan parsial untuk rotasi puntir, hanya syaratkualitatif diberikan untuk kekakuan yang diperlukan daripenahan parsial.

K7.5.5.3.3 Unsur Tertahan Sejajar

Pasal ini mengadakan pengurangan dalam lajuakumulasi gaya penahan untuk unsur sejajar melewatiunsur sambungan dari 2.5% sampai 1.25%.Pengurangan tersebut mencerminkan kemungkinanbahwa kurang ketepatan atau eksentrisitas beban daritiap unsur lain dapat bekerja dalam bentuk berlawanan,dan mengurangi gaya penahan total.

K7.5.5.3.4 Penahan Terhadap Rotasi Lateral

Hanya syarat kualitatif diberikan untuk kekakuan yangdiperlukan dari penahan terhadap rotasi lateral segmen.

Hanya segmen yang sendiri boleh dipertimbangkantertahan penuh harus dipertimbangkan sebagai mampumengadakan penahan terhadap rotasi lateral, dankemudian hanya bila ini menerus dengan segmen yangditahannya atau mempunyai hubungan momendengannya.

Cara perencanaan dengan analisis tekuk mengijinkanagar diperhitungkan kekakuan efektif aktual daripenahan rotasi.

K7.5.6 FLENS KRITIKAL

Istilah flens kritik digunakan dalam ketentuan penahanuntuk flens padamana penahan lateral adalah lebihefektif. Untuk segmen tertahan pada kedua ujung, iniadalah flens tekan, tetapi untuk segmen tidak tertahanpada satu ujung, ini umumnya flens tarik yang lebihmenekuk.

K7.5.7 KEKUATAN LENTUR SEGMENTANPA PENAHAN LATERALPENUH

Pasal ini hanya untuk unsur tanpa penahan lateral penuhyang dilengkung terhadap sumbu dasar utama, dan yangdapat menekuk lateral oleh lendutan dan puntiran diluarbidang pembebanan. Unsur yang dilengkung terhadapsumbu dasar tidak utama tidak menekuk arah lateral,kecuali bila bebannya bekerja jauh diatas pusat geser.

K7 - 18

Each segment of the member must be designed againstlateral buckling using the following subclauses. A segment is a length of the member which is fully orpartially restrained against lateral deflection and twistrotation out of the plane of loading, either at both ends,or at one end when the other end is free, as it often is incantilevers. It is assumed that each support in the planeof loading will also provide full or partial restraint at thesupport out of the plane of loading.

K7.5.7.1 Segments Fully or PartiallyRestrained at Both Ends

K7.5.7.1.1 Open Sections with Equal Flanges

i. Segments of constant cross-section

This is the most common case and applies to I-section members and channels. The member moment capacity may be reduced below thesection moment capacity by the slendernessreduction factor a which depends on the relativemagnitudes of the section moment capacity M of the gross-section and the elastic buckling momentMoa (Ref. 15).

An equation is given for the elastic bucklingmoment Moa in terms of the properties of thegross cross-section and the effective length Le„which depends on the twist and lateral rotationrestraint conditions and the load height above the shear centre. Alternatively, the elastic bucklingmoment Moa may be determined by an elasticbuckling analysis.

The member moment capacity may be increasedby the moment modification factor am.The use of this factor will often lead to significant economies,especially when there are rapid variations in thebending moment along the segment.

Four different methods are permitted for approximating the moment modification factor.The simplest (and most conservative) is to use Om= 1, and the most complicated (and most accurate) is to use an elastic buckling analysis(clause 7.5.7.4).

The second method provides approximations of high accuracy through the formulae of Table 7.4. It will be noted that the last three cases in this table correspond to segments which arecantilevered in the plane of loading, but fully orpartially restrained out-of-plane at both ends.Segments which are unrestrained out-of-plane atone end are dealt with in Clause 7.5.7.2 and Table 7.5. For members with small distributedloads, such as self weight, these loads may beallowed for approximately by

Tiap segmen unsur harus direncanakan terhadap tekuklateral dengan menggunakan ayat berikut. Suatu segmen adalah suatu panjang unsur yang tertahanpenuh atau sebagian terhadap lendutan lateral dan rotasipuntir diluar bidang pembebanan, pada kedua ujung ataupada satu ujung bila ujung lain adalah bebas, sepertipada kantilever. Dianggap bahwa tiap pendukung dalambidang pembebanan juga akan mengadakan penahanpenuh atau parsial pada pendukung diluar bidangpembebanan.

K7.5.7.1 Segmen yang Tertahan Penuhatau Sebagian pada Kedua Ujung

K7.5.7.1.1 Penampang Terbuka dengan FlensSama

i. Segmen dengan penampang melintang tetap

Ini adalah kasus paling umum dan berlaku padaunsur penampang I dan kanal. Kapasitas momenunsur dapat dikurangi dibawah kapasitas momenpenampang oleh faktor reduksi kelangsingan a,yang tergantung pada besaran relatif darikapasitas momen penampang M dari penampang penuh dan momen tekuk elastis Moa(Pust.15).

Suatu rumus diberikan untuk momen tekuk elastisMoa dalam besaran penampang penuh dan panjang efektif Le , yang tergantung pada kondisipenahan puntir dan rotasi lateral dan tinggi bebandiatas pusat geser. Sebagai alternatif, momentekuk elastis Moa dapat ditentukan dengananalisis tekuk elastis.

Kapasitas momen unsur dapat ditingkatkandengan faktor modifikasi momen am. .Penggunaan faktor ini akan sering menuju pada penghematan, khusus bila terdapat variasi pesatdalam momen lentur sepanjang segmen.

Untuk cara berbeda diiiinkan agar memperkirakanfaktor modifikasi momen. Paling mudah (dan paling konservatif) adalah menggunakan Om.m =1, dan paling rumit (dan paling tepat) adalahmenggunakan analisis tekuk elastis (pasal7.5.7.4).

Cara kedua mengadakan perkiraan denganketelitian tinggi melalui rumus dalam Tabel 7.4. Perlu diperhatikan bahwa ketiga kasus akhir dalam tabel tersebut sehubungan dengansegmen yang dikantilever dalam bidangpembebanan, tetapi penuh atau sebagiantertahan diluar-bidang pada kedua ujung.Segmen yang tidak tertahan diluar-bidang padasatu ujung dibahas dalam Pasal 7.5.7.2 danTabel 7.5. Untuk unsur dengan pembagiari bebankecil, seperti berat sendiri, beban

K7 - 19

adding their moment effect to the maximum moment caused by the primary loads withoutchanging the calculated value of Om.

The third method allows a simple equivalentweighted average moment for the segment to be used. This covers a complete range of momentdistributions, but sometimes is less accurate is less accurate than the second method.

The first three of these methods of determiningthe moment modification factor are for shearcentre loading, and the effects of loading abovethe shear centre must be accounted forseparately, by modifying the effective length,using Clause 7.5.7.3.

ii. Segments of varying cross-section

Stepped or tapered members may be designedconservatively by using the gross properties ofthe minimum cross-section, or more economicallyby using the gross properties of the critical cross-section and a reduction factor Ost which providesan approximation to the more accurate elasticbuckling solutions (Refs 16-18). The reductionfactor depends not only on the section propertiesat the minimum and critical cross-sections, but also on the length Lr of the segment over whichthe cross-section is reduced.

K7.5.7.1.2 I-Sections with Unequal Flanges

For monosymmetric I-section members, the elasticbuckling capacity depends on the monosymmetry of thecross-section: a member whose larger flange is in tension has a greatly reduced member capacity. Anapproximation for the monosymmetry section property Bxis given, while some computer programs calculate bothBx and Yo. Simple approximations for the effects of monosymmetry have been developed (Ref. 19).

K7.5.7.1.3 Angle Sections

Sub-clause 7.5.7.1.1.(a) may be used to design an equalleg angle bent about its major principal axis by using Iw = 0.

Although unequal leg angles bent about the major principal axis are really asymmetric and theoreticallyshould be analysed for elastic buckling using the equations in Sub-clause 7.5.7.1.2, it seems likely that asufficiently accurate answer would usually be obtainedby using Sub-clause 7.5.7.1.1.(i).

tersebut dapat diijinkan dengan perkiraanmenambah pengaruh momennya pada momenmaksimum akibat beban utama tanpa mengubahnilai terhitung Om .

Cara ketiga mengijinkan momen rata-rataekivalen sederhana untuk segmen yangdigunakan. Ini meliputi suatu batas variasilengkap dari pembagian momen, tetapikadangkadang kurang tepat dibanding cara kedua.

Tiga cara pertama tersebut untuk penentuanfaktor modifikasi momen adalah untukpembebanan pusat geser,dan pengaruhpembebanan diatas pusat geser harusdiperhitungkan terpisah, dengan modifikasipanjang efektif, menggunakan Pasal 7.5.7.3.

ii. Segmen dengan penampang melintang berubah

Unsur bertangga atau mengecil dapatdirencanakan secara konservatif denganmenggunakan besaran penuh dari penampangmelintang minimum, atau lebih ekonomis denganmenggunakan besaran penuh dari penampangmelintang kritik dan suatu faktor reduksi Ost yangmengadakan perkiraan terhadap hasil tekukelastis lebih tepat (Pust. 16-18). Faktor reduksitidak hanya tergantung pada besaran penampangdipenampang melintang minimum dan kritik, tetapi juga pada panjang Lr dari segmenpadamana penampang melintang dikurangi.

K7.5.7.1.2 Penampang I dengan Flens TidakSama

Untuk unsur penampang I monosimetrik, kapasitas tekukelastis tergantung pada monosimetri dari penampangmelintang:unsur dengan f lens lebih besar yang beradadalam tarik mempunyai kapasitas unsur yang sangatberkurang. Pendekatan untuk besaran penampangmonosimetri Bx diberikan, sedang beberapa programkomputer menghitung Bx dan Yo keduanya. Pendekatansederhana untuk pengaruh monosimetri telahdikembangkan (Pust.19).

K7.5.7.1.3 Penampang Siku

Ayat 7.5.7.1.1.(a) dapat digunakan untuk merencanakansuatu siku berkaki sama yang dilengkung terhadapsumbu dasar utama dengan menggunakan Iw = 0.

Walaupun siku berkaki tidak sama yang dilengkungterhadap sumbu dasar utama adalah sungguhsungguhasimetrik dan teoritik harus dianalisa untuk tekuk elastisdengan menggunakan rumus dalam ayat 7.5.7.1.2,rupanya jawaban yang cukup tepat akan umumnyadiperoleh dengan menggunakan ayat 7.5.7.1.1.(i).

K7 - 20

An angle which is bent in one of the planes of its legs is bent in a non-principal plane, and must be designedusing Article 7.5.8.

K7.5.7.1.4 Hollow Sections

Because rectangular hollow section members have veryhigh torsional rigidities J, they rarely buckle laterally,except for extreme sections with Ix, much less than Iy or when the load acts far above the shear centre. Anapproximate slenderness limit for hollow sectionsegments which may be considered to have full lateralrestraint is given in Sub-clause 7.5.4.2.4. The elastic buckling of hollow section segments without full lateralrestraint may be evaluated using Sub-clause 7.5.7.1.1(i)with Iw taken as zero.

Similar comments also apply to circular hollow sections

K7.5.7.2 Segments Unrestrained at OneEnd

Segments unrestrained at one end are usuallycantilevered in the plane of loading, and have their free ends unrestrained against lateral deflection and twistrotation out of the plane of loading. It is also possible that one end of a segment may be supported in-plane on askate so that it is unrestrained out of plane.

The simple rules given apply only to segments which arerestrained at the support both against rigid body twistrotations about the segment longitudinal axis, andagainst rigid body lateral rotations out of the plane ofloading.

Segments which are not so restrained, such as some double cantilevers, or segments coped at the support, donot easily satisfy the format of the elastic bucklingcapacity given in Sub-clause 7.5.7.1.1(i) (Ref. 20). Thesesegments may be designed by the method of bucklinganalysis (Clause 7.5.7.4.)

K7.5.7.3 Effective Length

This clause provides an approximate equation for the effective length Le of the segment which incorporatesfactors to allow for the end restraints against twistrotations, for the height of the load above the shearcentre, and for any end restraints against lateral rotationsout of the plane of loading. These latter restraints are often ineffective because any element providing therestraint usually has low geometrical stiffness which isreduced by any destabilizing loads carried by it. Becauseof this, Sub-clause 7.5.5.3.4. is referenced to ensure that

Suatu siku yang dilengkung dalam satu bidang kakinyaadalah dilengkung dalam bidang tidak utama, dan harusdirencanakan sesuai Artikel 7.5.8.

K7.5.7.1.4 Penampang Berongga

Karena unsur penampang persegi berongga mempunyaikekakuan puntir sangat tinggi J, mereka jarang menekuklateral, kecuali untuk penampang ekstrim dengan Ix, jauh lebih kecil dari Iy , atau bila beban bekerja jauh diataspusat geser. Perkiraan batas kelangsingan untuksegmen penampang berongga yang dapat dianggapmempunyai penahan lateral penuh diberikan dalam ayat7.5.4.2.4. Tekuk elastis dari segmen penampangberongga tanpa penahan lateral penuh dapat dievaluasidengan menggunakan ayat 7.5.7.1.1.(i) denganmengambil Iw sebesar nol.

Keterangan serupa juga berlaku untuk penampang bulatberongga.

K7.5.7.2 Segmen Tidak Tertahan padaSatu Ujung

Segmen tidak tertahan pada satu ujung adalahumumnya dikantilever dalam bidang pembebanan, danmempunyai ujung bebas yang tidak tertahan terhadaplendutan lateral dan rotasi puntir diluar bidangpembebanan. Juga mungkin bahwa satu ujung segmendapat didukung dalam bidang pada keadaan demikiansehingga tidak tertahan diluar bidang.

Aturan sederhana yang diberikan hanya berlaku untuksegmen yang tertahan pada pendukung terhadap rotasipuntir dari badan kaku melalui sumbu memanjangsegmen, dan terhadap rotasi lateral dari badan kakudiluar bidang pembebanan.

Segmen yang tidak tertahan demikian, seperti beberapakantilever ganda , atau segmen bersama padapendukung, tidak mudah memenuhi format kapasitastekuk elastis yang diberikan dalam ayat 7.5.7.1.1.(i) (Pust.20). Segmen tersebut dapat direncanakan dengancara analisis tekuk (ayat 7.5.7.4).

K7.5.7.3 Panjang Efektip

Ayat ini menyediakan rumus perkiraan untuk panjangefektif segmen Le yang mencakup faktor agar mengijinkan penahan ujung terhadap rotasi puntir, untuktinggi beban diatas pusat geser, dan untuk tiap penahanujung terhadap rotasi lateral diluar bidang pembebanan.Penahan belakangan ini sering tidak efektif karena tiapelemen yang mengadakan penahan umumnyamempunyai kekakuan geometrik rendah yang terkurangioleh tiap beban destabilisasi yang dipikulnya. Karena ini,ayat 7.5.5.3.4 dikutip agar menjamin bahwa penahandemikian tidak

K7 - 21

such a restraint is effective before it can be allowed for.

The effective length factors use a basic value of 1 .0Partial torsional restraint is accounted for by increasingthe factor by appropriate multiples of (dw/L)(tf/2tw)3 (Ref. 21). This factor will usually be close to 1.0, except for long shallow beams with very thick flanges and very thinwebs. The approximate effective length factor of 1.4 forwithin segment gravity loads at the top flange allows forthe destabilizing effects of this type of loading bycomparison with shear centre loading, as does the valueof 2.0 used for top flange loads at the free ends (U) ofcantilevers which are restrained and their supportsagainst out-of-plane twisting and rotation. For uplift loadssuch as those caused by wind loading, the criticalloading position is at the bottom flange instead of the top.

The lateral rotation restraint factors of 0.85 and 0.70 arefor values of intermediate stiffness, and are based on the closed form solution reported in Ref. 12. The theoreticallimiting values for rigid restraints are 0.7 approximatelyand 0.5, as for compression members.

K7.5.7.4 Design by Buckling Analysis

The method of design by buckling analysis provides analternative to the method given in Clauses 7.5.7.1 and 2.Although it is not as simple to use, it is of much widerapplication. It is most likely to be used when it is desirable to have a more accurate prediction of thebuckling capacity, as when designing critically importantmembers, in repeated applications of a single design,when assessing an existing member, or whenestablishing reasons for failure.

The method generally requires the use of the results of an elastic buckling analysis determined by specializedcomputer programs (Refs 22,23).

The results of the elastic buckling analysis may be usedto determine the elastic buckling moment Mob at the most critical section in the complete member, and thence to find the value of Moa to be used in determining theslenderness reduction factor 0s of Sub-clause7.5.7.1.1.(1). For this purpose, the moment modificationfactor Om may be taken as 1.0 for members in- nearuniform bending, which is conservative. More generally,advantage may be taken of the increased bucklingcapacity of a member with moment gradient bycalculating an approximate value of the momentmodification factor Om from the results of elastic buckling analyses.

efektif sebelum dapat diijinkan.

Faktor panjang efektif menggunakan nilai dasar sebesar1 .0. Penahan puntir parsial diperhitungkan denganmeningkatkan faktor oleh perkalian sesuai sebesar(dw/L)(tf/2tw)3 (Pust.21). Faktor tersebut umumnya akanmendekati 1.0, kecuali untuk balok dangkal yangpanjang dengan flens sangat tebal dan pelat badansangat tipis. Faktor panjang efektif sesuai sebesar 1.4 untuk bebangravitas dalam segmen pada flens atas mengijinkanuntuk pengaruh destabilisasi dari jenis pembebanantersebut dibandingkan dengan pembebanan pusat geser, seperti pada nilai 2.0 yang digunakan untuk beban flensatas diujung bebas (U) kantilever yang tertahan padapendukung terhadap puntir dan rotasi diluar bidang.Untuk beban angkat seperti yang disebabkan olehpembebanan angin, kedudukan pembebanan kritik berada pada flens bawah dan bukan flens atas.

Faktor penahan rotasi lateral sebesar 0.85 dan 0.70adalah untuk nilai kekakuan menengah, dan adalahberdasarkan solusi bentuk tertutup yang dilaporkandalam Pustaka 12. Nilai batas teoritik untuk penahankaku adalah kurang lebih 0.7 dan 0.5, seperti untukunsur tekan.

K7.5.7.4 Rencana dengan AnalisisTekuk

Cara perencanaan dengan analisis tekuk menyediakanalternatif untuk cara yang diberikan dalam Pasal 7.5.7.1dan 2. Walaupun ini tidak sederhana dalam penggunaan,ini mempunyai kegunaan lebih luas. Paling mungkin inidigunakan bila diinginkan suatu perkiraan kapasitastekuk lebih tepat, seperti bila merencana unsur kritikserta penting, dalam pemakaian perencanaan tunggalyang berulang, pada pendekatan unsur lama, atau bilamenentukan sebab keruntuhan.

Cara tersebut umumnya perlu menggunakan hasilanalisis tekuk elastis yang ditentukan oleh programkomputer khusus (Pust.22,23).

Hasil analisis tekuk elastis dapat digunakan untukmenentukan momen tekuk elastis Mob pada potonganpaling kritik dalam unsur lengkap, dan kemudian mencarinilai Moa yang digunakan dalam penentuan faktor reduksikelangsingan 0s dari ayat 7.5.7.1.1(i). Untuk maksudtersebut, faktor modifikasi momen Om dapat diambilsebesar 1.0 untuk unsur dengan pembebanan hampirmerata, yang adalah konservatif. Lebih umum, dapatdiambil keuntungan dari kapasitas tekuk meningkat dariunsur dengan gradien momen oleh perhitungan nilaiperkiraan faktor modifikasi momen Om dari hasil analisistekuk elastis.

K7 - 22

K7.5.8 BENDING IN A NON - PRINCIPALPLANE

This clause applies to the common use of angle sectionmembers, channels and zeds as purlins and girts. Twodifferent situations commonly arise, depending onwhether the sheeting or other elements connected to the member are effective or not in preventing deflection inthe plane of the sheeting. The clause also covers thegeneral case of biaxial bending of members in which the resultant moment does not act in a principal plane.

K7.5.8.1 Deflections Constrained to a Non-principal Plane

When deflections are constrained to occur in particularplane, then the resulting moment acting is the vector sumof the free moment exerted by the applied loads and theconstraining moment exerted by the restrainingelements. The constraining moment may be evaluatedby a rational method (e.g. elastic analysis) byconstraining the deflection to occur in the specified plane(Ref. 24).

Because of the deflection constrains, there is nopossibility of any lateral buckling effects, and the momentcapacity is controlled by the section moment capacity.Thus the calculated principal axis moments are requiredto satisfy the biaxial bending section capacityrequirement of Clause 7.10.4.4.

K7.5.8.2 Deflections Unconstrained

When the deflections are unconstrained, then theprincipal axis moments can be determined by elasticanalyses of the bending in each principal plane. For shortspan members, the moment capacity will be controlledby the section moment capacity, and so the biaxialbending section capacity requirement of Clause 7.10.4.4is invoked. For long span members, lateral bucklingeffects will be important, and so the biaxial bendingmember capacity requirement of Clause 7.10.5.4. is involved.

One common example where an unconstrained memberis bent in a non-principal plane is that of a crane runwaygirder which is to be designed for both vertical forces andlateral forces acting above the top flange. In this case thelateral forces induce both minor axis bending and torsionin the girder. The Code gives no guidance for designingagainst torsion.

In the case of a crane runway girder, it is suggested thateach lateral force be replaced by statically equivalentlateral forces acting at the shear centres of the top andbottom flanges, and that the minor axis bending of these(in their own planes) be analysed independently. It isfurther suggested that the crane runway girder bedesigned by adapting Clauses 7.10.4.4 and 7.10.5.4twice, once for each

K7.5.8 LENTUR DALAM BIDANG TIDAKUTAMA

Pasal ini berlaku untuk penggunaan umum dari unsurpenampang siku, kanal dan balok gording. Timbul dua keadaan berbeda, tergantung apakah lapis penutup atauelemen lain yang dihubungkan pada unsur adalah efektif atau tidak dalam mencegah lendutan dalam bidang lapispenutup. Pasal ini juga mencakup kasus umum darilenturan biaksial dari unsur padamana momen resultantatidak bekerja dalam bidang utama.

K7.5.8.1 Lendutan Terbatas padaBidang Tidak-Utama

Bila lendutan dibatasi untuk berada dalam bidangtertentu, maka momen yang dihasilkan adalah jumlahvektor dari momen bebas akibat beban yang bekerja danmomen menahan akibat elemen penahan. Momenmenahan dapat dievaluasi secara rasional (misalnyaanalisis elastis) dengan membatasi lendutan sehinggaterjadi dalam bidang yang ditentukan (Pust.24).

Karena lendutan tertahan, tidak ada kemungkinanterjadinya pengaruh tekuk lateral, dan kapasitas momendikendalikan oleh kapasitas momen penampang. Jadimomen sumbu dasar terhitung diperlukan untukmemenuhi syarat kapasitas lentur biaksial penampangdari Pasal 7.10.4.4.

K7.5.8.2 Lendutan Tidak Dibatasi

Bila lendutan tidak dibatasi, maka momen sumbu dasardapat ditentukan oleh analisis elastis dari lenturan dalamtiap bidang dasar. Untuk unsur bentang pendek,kapasitas momen akan dikendalikan oleh kapasitasmomen penampang, dan demikian syarat kapasitaslentur biaksial penampang dari Pasal 7.10.4.4 berlaku.Untuk unsur bentang panjang, pengaruh tekuk lateralakan menjadi penting, dan demikian kapasitas lenturbiaksial unsur dari Pasal 7.10.5.4 yang berlaku.

Satu contoh umum dimana unsur yang tidak tertahandilengkungkan dalam bidang tidak dasar adalah suatugelagar jalur keran yang direncanakan untuk gayavertikal dan lateral yang bekerja diatas flens atas. Dalam hal ini gaya lateral menyebabkan lenturan sumbu tidakutama dan puntir dalam gelagar. Peraturan tidakmemberikan pedoman untuk perencanaan terhadappuntir.

Dalam kasus gelagar jalur keran, disarankan agar tiapgaya lateral diganti oleh gaya lateral statik ekivalen yangbekerja pada pusat geser dari flens atas dan bawah, danbahwa lenturan sumbu tidak utama dari yang disebutdiatas (dalam bidang mereka sendiri) dianalisa secaratidak tergantung satu sama lain. Kemudian disarankanagar gelagar jalur keran direncanakan denganmengambil Pasal

K7 - 23

flange. In these adaptations, the girder major axis termsshould remain unchanged, but the minor axis girderterms should be replaced by corresponding terms for theappropriate flange (assuming it to be braced by thegirder web against buckling in the vertical plane).

K7.5.9 SEPARATORS AND DIAPHRAGMS

This clause gives the requirements for separators anddiaphragms when either of these two methods is used toconnect individual components together so as to form a single member.

K7.5.10 DESIGN OF WEBS

K7.5.10.1 General

No commentary.

K7.5.10.2 Definitions of Web Panel

Definitions are included of the longitudinal paneldimension s, and the clear transverse panel dimensiond,. Clarification of what constitutes an edge of a webpanel is given in this clause.

K7.5.10.3 Minimum Thickness of WebPanel

A web thinner than that given by the clause is permitted,provided that it can be justified by a rational analysiswhich incorporates both stiffness (deflection) andstrength (yielding and buckling) considerations.Guidance for this analysis is given in Ref. 25.

K7.5.11 ARRANGEMENT OF WEBS

K7.5.11.1 Unstiffened Webs

This clause is based on the bending resistance of a web(Ref.3). The effects of flanges on the local behaviour of the web in bending have been studied in detail in Ref. 8.The limits given in this clause are greater than the webbending yield limits of Table 7.3, and allow for the restraining actions of the flanges on the web. Note,however, that the bending capacity of a web with(d1/tw) (fY/250) 115 will be reduced by the sectioncapacity requirements of Clause 7.5.3.4.

The limit for a web with a free edge is based on theassumption that the flange is in compression and the freeedge of the web is in tension. The results of research in Ref. 26 show that in the unlikely event

7.10.4.4 dan 7.10.5.4 dua kali, sekali untuk tiap flens. Dalam anggapan ini, bagian dengan sumbu utamagelagar tetap tidak berubah, tetapi bagian dengan sumbutidak utama gelagar harus diganti oleh bagiansehubungan flens yang sesuai (menganggap ini terikatoleh badan gelagar terhadap tekuk dalam bidangvertikal).

K7.5.9 PEMISAH DAN DIAFRAGMA

Pasal ini memberikan syarat untuk pemisah dandiafragma bila salah satu dari dua cara digunakan untuk menghubungk an komponen tersendiri bersamasehingga membentuk unsur tunggal.

K7.5.10 PERENCANAAN BADAN

K7.5.10.1 Umum


K7.5.10.2 Definisi Panel Badan

Definisi dimasukan untuk dimensi memanjang panel s, dan dimensi melintang bersih panel d, . Penjelasan apayang membentuk ujung dari panel badan diberikandalam pasal ini.

K7.5.10.3 Tebal Minimum Panel Badan

Badan lebih tipis dari yang diberikan oleh pasal inidiijinkan, dengan syarat bahwa dapat dibenarkan olehanalisis rasional yang mencakup pertimbangankekakuan (lendutan) dan kekuatan (leleh dan tekuk).Pedoman untuk analisis tersebut diberikan dalamPustaka 25.

K7.5.11 RANCANGAN BADAN

K7.5.1 1.1 Badan Tidak Diperkaku

Pasal ini adalah berdasarkan ketahanan lentur dari pelatbadan (Pust.3). Pengaruh flens pada perilaku setempatdari pelat badan dalam lentur telah diteliti dalam Pustaka8. Batas-batas yang diberikan dalam pasal ini adalahlebih besar dari batas leleh lentur pelat badan dalamTabel 7.3 dan mengijinkan untuk aksi penahan dari flens pada pelat badan. Perhatikan, bagaimanapaun, bahwakapasitas lentur pelat badan dengan (d1/tw) (fY/250) < 115 akan dikurangi oleh syarat kapasitas penampangdari Pasal 7.5.3.4.

Batas untuk pelat badan dengan ujung bebas adalahberdasarkan anggapan bahwa flens berada dalam tekandan ujung bebas dari pelat badan berada dalam tarik. Hasil penelitian dalam Pustaka 26

K7 - 24

that the free edge is in compression, then a thickness of(d1/90) (fY/250) will not allow the full bending strength ofthe web to be developed, and the provisions of thisclause will be unconservative. However, the bendingcapacities of webs with (d1/tw) (fY/250) 22 will be reducedby the section capacity requirements of Clause 7.5.3.4.

K7.5.11.2 Maximum Web Panel Dimension

No commentary.

K7.5.11.3 Load Bearing Stiffeners

Load bearing stiffeners are provided to transfer concentrated bearing loads or reactions which wouldotherwise lead to web yielding or buckling, or when anend post needs to be provided to anchor the tension fieldaction in a transversely stiffened web.

K7.5.11.4 Side Reinforcing Plates

If side reinforcing plates are used, then proper accountmust be taken of any lack of symmetry caused by placingthe side reinforcing plate on one side only of the web. Ashear flow analysis such as that described in Ref. 3 mayneed to be undertaken to calculate the horizontal shearwhich is to be transmitted through the fasteners to theweb and to the flanges.

K7.5.1 1.5 Transversely Stiffened Webs

This clause allows smaller thickness than does Clause7.5.11.1 for unstiffened webs, and takes into account thestiffening effects of transverse stiffeners. It can be shownthat (d1/tw) (fY/250) is limited to 200 or less when s/d1 is between 1 and 3, but this limit becomes 270 for s/d1 > 0.741. The limit of 270 is derived from experiments whichshow unfavourable results for webs whoseslendernesses are greater than this value (Ref. 27).

If transverse stiffeners are placed at spacing greater than3d1, then the tension field action on which the increasedshear resistance of the web is based is ineffective. Because of this, such a web is considered as beingunstiffened transversely, and the design capacity is based on the elastic buckling capacity, as given byClause 7.5.12.6.

menunjukan bahwa dalam kejadian tidak lajim dimanaujung bebas berada dalam tekan, maka ketebalansebesar (d1/90) (fY/250) tidak akan mengijinkanperkembangan kekuatan lentur penuh dari badan, dansyarat pasal ini akan menjadi tidak aman.Bagaimanapun, kapasitas lentur pelat badan dengan(d1/tw) (fY/250) < 22 akan dikurangi oleh syarat kapasitaspenampang dari Pasal 7.5.3.4.

K7.5.11.2 Dimensi Maksimum Panel Badan


K7.5.11.3 Pengaku Penahan Beban Tumpuan

Pengaku penahan beban tumpuan diadakan untukmenyalurkan beban tumpuan terpusat atau reaksi yangtanpa pengaku tersebut menyebabkan pelelehan pelatbadan atau tekuk, atau bila suatu penahan ujung perludiadakan untuk menjangkar aksi lapangan tarik dalambadan yang diperkaku arah melintang.

K7.5.11.4 Pelat Penguat Sisi

Bila pelat penguat sisi digunakan, maka harusdiperhitungkan setiap kekurangan simetri yangdisebabkan oleh penempatan pelat penguat sisi padahanya satu sisi pelat badan. Analisis alir geser sepertiyang diuraikan dalam Pustaka 3 perlu dibuat untukmenghitung geser horisontal yang akan diteruskanmelalui pengencang pada pelat badan dan flens.

K7.5.11.5 Badan Diperkaku ArahMelintang

Pasal ini mengijinkan ketebalan lebih kecil daripadapasal 7.5.11.1 untuk pelat badan yang tidak diperkaku,dan memperhatikan pengaruh perkakuan dari pengakumelintang. Dapat ditunjukan bahwa (d1/tw) (fY/250)dibatasi sampai 200 atau kurang bila s/d1 berada antara1 dan 3, tetapi batas ini menjadi 270 untuk s/d1 > 0.741. Batas 270 telah diturunkan dari percobaan yangmenunjukan hasil kurang baik untuk pelat badan dimanakelangsingannya lebih besar dari nilai ini (Pust.27).

Bila pengaku melintang ditempatkan pada jarak lebihdari 3d1 , maka aksi lapangan tarik padamana tahanangeser pelat badan yang meningkat didasarkan menjaditidak efektif. Karena ini, pelat badan demikiandipertimbangkan sebagai tidak diperkaku dalam arahmelintang, dan kapasitas rencana didasarkan padakapasitas tekuk elastis, seperti diberikan dalam pasal7.5.12.6.

K7 - 25

K7.5.11.6 Webs with Longitudinal and Transverse Stiffeners

Longitudinal stiffeners increase the bending capacity of a web (Ref.8). Longitudinally stiffened webs must also be stiffened transversely.

Only one longitudinal stiffener is required when(d1/tw) (fY/250) < 250 in webs for which s/d, is between 1and 2.4. It is placed at a distance of 0.2d2 from the compression flange, where the bending bucklingdeformations are high (Ref.7).

For a web with slenderness greater than the singlelongitudinal stiffener provisions, an additional longitudinalstiffener is required at the neutral axis, in which case theweb slenderness limit increases to (d1/tw) (fY/250) < 400.

K7.5.11.7 Openings in Webs

In most cases, webs with openings will satisfy the limitsof (i) and (ii) of this clause.

For webs which do not, stiffened opening are required.The design of members with stiffened openings andcastellated members may be based on published data.While there have been many research findings onopenings in webs in the last few decades, most of them relate to working stress design. However, therecommendations of Ref. 28 are in an ultimate strengthformat, and may be used for limit state design, provideda strength reduction factor of 0.9 is used. A list ofreferences on research work carried out prior to 1973 isgiven in Ref. 29.

K7.5.12 SHEAR STRENGTH OF WEBS

K7.5.12.1 General

This clause provides the general inequality for sheardesign.


The strength reduction factor of 0.9 was obtained fromthe calibration studies of Ref. 30.

The shear yield strength will govern the design of webpanels with (d1/tw) (fY/250) < 82. The yield strength isalso used in determining the capacity of more slenderweb panels.

K7.5.11.6 Badan dengan Pengaku Memanjang dan Melintang

Pengaku memanjang meningkatkan kapasitas lenturpelat badan (Pust.8). Pelat badan yang diperkaku dalamarah memanjang juga harus diperkaku dalam arahmelintang.

Hanya satu pengaku melintang diperlukan bila(d1/tw) (fY/250) < 250 dalam pelat badan untuk mana s/d, adalah antara 1 dan 2.4. Ini ditempatkan pada jaraksebesar 0.2d2 dari flens tekan, dimana perubahan bentuk tekuk lentur adalah tinggi (Pust.7).

Untuk pelat badan dengan kelangsingan lebih besar daripengadaan pengaku memanjang tunggal, diperlukanpengaku memanjang tambahan pada sumbu netral,dalam hal mana batas kelangsingan pelat badanmeningkat sampai (d1/tw) (fY/250) < 400.

K7.5.11.7 Rongga dalam Badan

Dalam kebanyakan kasus, pelat badan dengan ronggaakan mempunyai batas dari (i) dan (ii) dalam pasal ini.

Untuk pelat badan yang tidak memenuhi, diperlukanrongga diperkaku. Perencanaan unsur dengan ronggadiperkaku dan unsur kastelasi dapat didasarkan padadata yang dipublikasi. Telah terdapat banyak penemuanpenelitian untuk rongga dalam pelat badan selamabeberapa puluh tahun akhir ini, kebanyakan berkaitandengan perencanaan tegangan kerja. Bagaimanapun,anjuran dari Pustaka 28 berada dalam format kekuatanultimate, dan dapat digunakan untuk perencanaankeadaan batas, dengan syarat bahwa digunakan faktor reduksi kekuatan sebesar 0.9. Daftar pustaka untukpekerjaan penelitian yang dilalukan sebelum 1973 diberikan dalam Pustaka 29.

K7.5.12 KEKUATAN GESER BADAN

K7.5.12.1 Umum

Pasal ini mengadakan ketidaksamaan umum untukperencanaan geser.

K7.5.12.2 Rencana Keadaan BatasUltimate

Faktor reduksi kekuatan sebesar 0.9 diperoleh dari studikalibrasi dalam Pustaka 30.

Kekuatan geser leleh akan menentukan perencanaanpanel badan dengan (d1/tw) (fY/250) < 82. Kekuatan lelehjuga digunakan dalam menentukan kapasitas dari panelbadan yang lebih langsing.

K7 - 26

The shear yield strength is based on the yield stress ofthe web in shear (fY/ 3 = 0.6 fY) and an approximateshear shape factor of 1.04.

For circular hollow sections, the approximate shear yieldstress 0.6 fY is multiplied by 0.6 times the effective areaAc so that the shear yield strength correspondsapproximately to the fully plastic strength of the cross-section.


No commentary.

K7.5.12.4 Approximately Uniform Shear Stress Distribution

In most-section members, the ratio fvm/fva of the maximum and average shear stresses is less than 1.1, and the shear stress distribution in the web may beconsidered to be uniform. The uniform shear capacity Vvis given by the shear yield capacity Vw of Clause7.5.12.6 for webs for which (dp/tw)] (fy /250) < 82, whichyield before local buckling. On the other hand, if thedp/tw ratio exceeds this limit, the web will buckleelastically before yielding. If such as a web is unstiffened,then Sub-clause 7.5.12.6.1 applies, while Subclause7.5.12.6.2. is used for stiffened webs.

K7.5.12.5 Non-uniform Shear StressDistribution

This clause covers those sections for which Clause7.5.12.4 does apply, such as rectangular sections, tee-sections, angle sections and some I-sections withunequal flanges, and should be used when the ratio fvmof the maximum and average elastic shear stresses is greater than 1.1. The equation given lies approximatelyhalfway between the first yield limit of an elastic shearstress distribution, and the fully plastic condition.

Calculations of elastic shear stresses can be made bythe methods of analysis in Ref. 3, and solutions for some particular cases are given in Ref. 31. A computer methodof determining elastic shear stresses is given in Ref. 32.

K7.5.12.6 Shear Buckling Strength

K7.5.12.6.1 Unstiffened Web

The shear buckling capacity of an unstiffened webassumes no post local buckling capacity in shear, and is based on elastic buckling analyses such as those cited inRef. 3.

Kekuatan geser leleh adalah berdasarkan tegangan lelehpelat badan dalam geser (fY/ 3 = 0.6 fY) dan suatuperkiraan faktor bentuk geser sebesar 1.04.

Untuk penampang bulat berongga, perkiraan teganganleleh geser sebesar 0.6 fY dikali dengan 0.6 kali luasefektif Ac sedemikian hingga kekuatan geser lelehkurang lebih sesuai dengan kekuatan plastis penuh daripenampang melintang.

K7.5.12.3 Rencana Tegangan Kerja


K7.5.12.4 Pembagian Tegangan Geser Merata Perkiraan

Pada kebanyakan penampang unsur, rasio fvm/fva, dari tegangan geser maksimum dan rata-rata adalah kurangdari 1.1, dan pembagian tegangan geser dalam pelatbadan dapat dianggap merata. Kapasitas geser merataV, diberikan oleh kapasitas geser leleh Vv dari pasal7.5.12.6 untuk pelat badan dimana (dp/tw)] (fy /250) < 82, yang leleh sebelum menekuk setempat. Dilain pihak, bilarasio d,/tw melebihi batas tersebut, pelat badan akanmenekuk elastis sebelum leleh. Bila suatu pelat badantidak diperkaku, maka ayat 7.5.12.6.1 berlaku, sedangayat 7.5.12.6.2 digunakan untuk pelat badan diperkaku.

K7.5.12.5 Pembagian Tegangan Geser Tidak Merata

Pasal ini mencakup penampang untuk mana pasal7.5.12.4 berlaku, seperti penampang persegi,penampang T, penampang siku dan beberapapenampang I dengan flens tidak sama, dan harusdigunakan bila rasio fvm dari tegangan geser elastismaksimum dan rata-rata adalah melebihi 1.1. Rumusyang diberikan berada kurang lebih ditengah antarabatas Ieleh pertama dari suatu pembagian tegangangeser elastis, dan keadaan plastis penuh.

Perhitungan tegangan geser elastis dapat dibuat dengancara analisis dalam Pustaka 3, dan solusi untukbeberapa kasus khusus diberikan dalam Pustaka 31.Cara komputer dalam penentuan tegangan geser elastisdiberikan dalam Pustaka 32.

K7.5.12.6 Kekuatan Geser Tekuk

K7.5.12.6.1 Badan Tidak Diperkaku

Kapasitas geser tekuk dari pelat badan yang tidakdiperkaku menganggap bahwa tidak ada kapasitaspasca-tekuk setempat dalam geser, dan adalahberdasarkan analisis tekuk elastis seperti yang disebutdalam Pustaka 3.

K7 - 27

K7.5.12.6.2 Stiffened Web

The favourable effect of tension field action may beutilized when the web is provided with intermediatetransverse stiffeners. In tension field design, the factorOy, allows for the elastic buckling resistance, while thefactor Od allows for the tension field component. Forslender webs, the provision of transverse stiffenerssignificantly enhances the shear capacity of the web.

The capacity of the web may be further enhanced by therigidity of the flanges. The is allowed for by theintroduction of the factor a, which depends on the rationof the plastic moment capacity of the flange (fyd1t ,/4) to

that of the web (f

2f

yd1tw/4). Ref 25 gives some guidance ona rational analysis that can be used as an alternative tothe provisions of Sub-clause 7.5.12.6.2. to calculate af.

The presence in a web of compression stresses causedby axial load decreases the shear capacity.

The design of intermediate transverse stiffeners isgoverned by Article 7.5.16.

K7.5.13 INTERACTION OF SHEAR ANDBENDING

K7.5.13.1 General

When substantial bending actions are present, the shearcapacity may be reduced, as for example at the interiorsupports of continuous beams. While the designer mayuse either the proportioning method of Clause 7.5.13.2,or the shear and bending interaction method of Clause7.5.13.3, the proportioning method is more suitable formembers with slender webs [(d1/tw)] (fy /250) > 82], and the interaction method more suitable for members withstocky webs (Ref.6).

K7.5.13.2 Proportioning Method

The proportioning method is based on the assumptionthat the web shear capacity remains unchanged whilethe bending moment is less than the value which is sufficient to fully yield the flanges if they alone resistedthe bending moment. In this case, the flanges, aredesigned of carry all of the bending moment, leaving theweb free to carry all of the shear force. It is thereforenecessary to base the member moment capacity on thenominal capacity of the lesser flange. In order to allow for the effects of flange local buckling, the compressionflange area is reduced to the effective area while thetension flange area may be reduced by holes.

K7.5.12.6.2 Badan Diperkaku

Pengaruh menguntungkan dari aksi bidang tarik dapatdimanfaatkan bila pelat badan diperlengkapi denganpengaku melintang antara. Dalam perencanaan bidangtarik, faktor 0, mengijinkan ketahanan tekuk elastis,sedang faktor Od mengijinkan untuk komponen bidangtarik. Untuk pelat badan langsing, pengadaan pengakumelintang sangat mempertahankan kapasitas geserpelat badan.

Kapasitas pelat badan dapat kemudian dipertahankanoleh kekakuan flens. Ini diijinkan dengan memasukanfaktor a, , yang tergantung pada rasio kapasitas momenplastis flens (fyd1t ,/4) terhadap rasio pelat badan

((f

2f

yd1tw/4). Pustaka 25 memberikan petunjuk untukanalisis rasional yang dapat digunakan sebagai alternatifterhadap pengadaan ayat 7.5.12.6.2 untuk menghitungaf.

Terdapatnya tegangan tekan dalam pelat badan akibatbeban aksial mengurangi kapasitas geser.

Perencanaan pengaku melintang antara ditentukan olehArtikel 7.5.16.

K7.5.13 INTERAKSI GESER DAN LENTUR

K7.5.13.1 Umum

Bila terdapat aksi lentur yang besar, kapasitas geserdapat berkurang, sebagai contoh pada perletakan antaradari balok menerus. Sedang perencana dapatmenggunakan cara pembagian kekuatan dari ayat7.5.13.2, atau cara interaksi geser dan lentur dari ayat7.5.13.3, cara pembagian kekuatan lebih sesuai untukunsur dengan pelat badan Iangsing [(d1/tw)] (fy /250) >82] dan cara interaksi lebih sesuai untuk unsur denganpelat badan kokoh (Pustaka 6).

K7.5.13.2 Cara Pembagian Kekuatan

Cara pembagian kekuatan adalah berdasarkananggapan bahwa kapasitas geser pelat badan tetap tidakberubah sedang momen lentur adalah lebih kecil darinilai yang cukup untuk sepenuhnya melelehkan flens-flens bila mereka hanya menahan momen lentur. Dalamhal ini, flens direncanakan agar memikul seluruh momenlentur, meninggalkan pelat badan bebas untuk memikulsemua gaya geser. Dengan demikian perlu untukmendasarkan kapasitas momen unsur pada kapasitasnominal dari flens yang lebih kecil. Agar mengijinkanuntuk pengaruh tekuk flens setempat, luas flens tekandikurangi sampai luas efektif sedang luas flens tarikdapat dikurangi oleh lubang.

K7 - 28

K7.5.13.3 Shear and Bending InteractionMethod

This clause provides a semi-empirical equation whichreduces the shear capacity Vvm when the design bendingmoment M* is greater than 0.75 Mb.

K7.5.14 COMPRESSIVE BEARING ACTION ON THE EDGE OF A WEB

K7.5.14.1 Dispersion of Force to Web

This clause defines the length b of the stiff portion of flange under a bearing action R* (Figure 7.7), and therate of dispersion of the bearing force through the flangeto the flange-web junction (Figure 7.8).

K7.5.14.2 Bearing Strength

K7.5.14.2.1 Ultimate Limit State Design

This clause presents the general design inequality for bearing capacity. The two bearing limit states of yieldingand buckling need to be checked separately. Yielding is considered in Sub-clause 7.5.14.2.2 and buckling is considered in Clause 7.5.14.3.

K7.5.14.2.2 Bearing Yield Strength

The yield bearing width bbf at the flange-web junction isobtained by the dispersion of Clause 7.5.14.1 and isshown in figure 7.7. The factor of 1.25 has beenintroduced because of the favourable redistribution ofbearing stress in the web which takes place afteryielding, and because of the benign nature of bearingfailure which leads to local thickening in areas of highbearing stress.

K7.5.14.2.3 Working Stress Design

No commentary.

K7.5.14.3 Bearing Buckling Strength

For this clause, the web is considered as a compressionmember of height d1, breadth bb and thickness tw. Thevalue of bb is obtained by a further dispersion at a slopeof 1:1 of the bearing force through the web to the neutralaxis.

In calculating the slenderness ratio, it is assumed that the effective length factor kc is approximately equal to 0.7, which allows for the restraining effects of the flanges. The assumption leads to the slenderness ratio of2.5 d1/tw given in the clause.

K7.5.13.3 Cara Interaksi Geser dan Lentur

Pasal ini menyediakan rumus semi-empirik yangmengurangi kapasitas geser Vvm bila momen lenturrencana M* adalah lebih besar dari 0.75 Mb.

K7.5.14 AKSI TEKANAN TUMPUAN PADAUJUNG BADAN

K7.5.14.1 Penyebaran Gaya pada Badan

Pasal ini menetapkan panjang b dari bagian kaku flenspada aksi tumpuan R* (Gambar 7.7), dan lajupenyebaran gaya tumpuan melalui flens sampaipertemuan flens-pelat badan (Gambar 7.8).

K7.5.14.2 Kekuatan Tumpuan

K7.5.14.2.1 Rencana Keadaan Batas Ultimate

Pasal ini mengadakan ketidaksamaan rencana yangumum untuk kapasitas tumpuan. Kedua keadaan batasleleh dan tekuk tumpuan perlu diperiksa secara terpisah.Pelelehan dipertimbangkan dalam ayat 7.5.14.2.2 dantekuk dipertimbangkan dalam ayat 7.5.14.3.

K7.5.14.2.2 Kekuatan Leleh Tumpuan

Lebar leleh tumpuan bbf pada pertemuan flens-pelatbadan diperoleh dengan penyebaran dari Pasal 7.5.14.1dan ditunjukan dalam Gambar 7.7. Faktor 1.25 telahdigunakan karena keuntungan penyebaran ulang daritegangan tumpuan dalam pelat badan yang terjadisetelah pelelehan, dan karena sifat menguntungkan darikeruntuhan tumpuan yang menyebabkan penebalansetempat dalam daerah tegangan tumpuan tinggi.

K7.5.14.2.3 Rencana Tegangan Kerja


K7.5.14.3 Kekuatan Tekuk Tumpuan

Untuk pasal ini, pelat badan dianggap sebagai unsurtekan dengan tinggi d1 lebar bb dan tebal tw. Nilai bbdiperoleh dengan penyebaran lebih lanjut padakelandaian 1:1 dari gaya tumpuan melalui pelat badansampai sumbu netral.

Dalam perhitungan rasio kelangsingan, dianggap bahwafaktor panjang efektif kc adalah kurang lebih samadengan 0.7, yang mengijinkan untuk pengaruh penahandari flens. Anggapan menuju pada rasio kelangsingansebesar 2.5 d1/tw yang diberikan dalam

K7 - 29

K7.5.15 DESIGN OF LOAD BEARINGSTIFFENERS

K7.5.15.1 Requirements for Ultimate Limit State Design

If the web alone does not meet the provisions of Clause7.5.14.2, then load bearing stiffeners must be provided.The stiffened web is then designed for the yield (Clause7.5.15.3) and the buckling (Clause 7.5.15.4) limit states.

K7.5.15.2 Requirements for Working Stress Design

No commentary.

K7.5.15.3 Yield Strength

The total yield capacity is obtained by adding thestiffener yield capacity Asfys to the yield capacity of theweb alone given in Clause 7.5.14.3.

K7.5.15.4 Buckling Strength

The clause requires the web-stiffener combination to bedesigned as a compression member. The effectivesection of this combination consists of the stiffener, plusa length of web on either side of the stiffener centrelineequal to the lesser of 17.5tw/ (fy/250) and s/2, if available. If the stiffener is close to the end of the beam,then a reduced length of web should be used. The radiusof gyration of the web-stiffener combination is obtainedfrom its area and second moment of area about the webmidplane.

The effective length for calculating the slenderness ratiois taken as 0.7d1 when both flanges are restrainedagainst rotation in the stiffener plane. If either flange isnot so restrained, the effective length is takenconservatively as 1.0 d1. In calculating the axial capacity,the column curve (Section 3) corresponding to b = 0.5 should be used when the stiffener is welded to the web.

K7.5.15.5 Outstand of Stiffeners

This clause provides a limit to the stiffener outstand inorder to ensure that the stiffener does not buckle locallybefore it can transmit its full squash load. This limit is thesame as the local buckling yield limit given in Table 7.3.

pasal ini.

K7.5.15 PERENCANAAN PENGAKUPENAHAN BEBAN TUMPUAN

K7.5.15.1 Persyaratan Rencana Keadaan Batas Ultimate

Bila pelat badan sendiri tidak memenuhi syarat Pasal7.5.14.2, maka pengaku penahan beban tumpuan harusdiadakan. Pelat badan diperkaku kemudiandirencanakan untuk keadaan batas leleh (pasal 7.5.15.3)dan tekuk (Pasal 7.5.15.4).

K7.5.15.2 Persyaratan RencanaTegangan Kerja


K7.5.15.3 Kekuatan Leleh

Kapasitas leleh total diperoleh dengan menambahkapasitas leleh pengaku Asfys pada kapasitas lelehbadan sendiri yang diberikan dalam Pasal 7.5.14.3.

K7.5.15.4 Kekuatan Tekuk

Pasal ini mensyaratkan agar kombinasi pengakupelatbadan direncanakan sebagai unsur tekan. Penampangefektif dari kombinasi ini terdiri dari pengaku, ditambahsuatu panjang pelat badan pada tiap sisi garis pusatpengaku yang sama dengan nilai terkecil dari17.5tw/ (fy/250) dan s/2, bila ada. Bila pengaku beradadekat pada ujung balok, maka panjang pelat badanterkurangi harus digunakan. Jari-jari girasi dari kombinasipengaku-pelat badan diperoleh dari luasnya dan momenkedua dari luas terhadap bidang tengah pelat badan.

Panjang efektif untuk perhitungan rasio kelangsingandiambil sebesar 0.7 d1 bila kedua flens tertahan terhadaprotasi dalam bidang pengaku. Bila salah satu flens tidaktertahan demikian, panjang efektif diambil konservatifsebesar 1.0 d1. Dalam perhitungan kapasitas aksial,lengkung kolom (Bagian 3) yang berkaitan dengan b = 0.5 harus digunakan bila pengaku dilas pada pelatbadan.

K7.5.15.5 Lebar Pengaku

Pasal ini mengadakan batas pada lebar bebas pengakuagar menjamin bahwa pengaku tidak menekuk setempatsebelum dapat menyalurkan beban tertekan sepenuhnya. Batas ini adalah sama seperti batas lelehtekuk setempat yang diberikan dalam Tabel 7.3.

K7 - 30

K7.5.15.6 Fitting of Load Bearing Stiffeners

Because the web is designed to carry some of thebearing load, the stiffener connections need only to beable to transmit the stiffener's share of the designbearing force R*. This share may be approximated bymultiplying R* by the ratio of the stiffener area to the areaof the effective section of the web and stiffener.

K7.5.15.7 Design for Torsional End Restraint

When required to provide effective torsional restraint(Clause 7.5.5.3.2) at the support of a beam (so that theeffective length factor Kr given in Table 7.8 can be takenas unity), then the load bearing stiffeners must possess aminimum stiffness. This clause requires that the load bearing stiffeners satisfy a stiffness limit as well as beingdesigned for the yielding and buckling limit states of thewebstiffener combination.

K7.5.16 DESIGN OF INTERMEDIATE TRANSVERSE WEB STIFFENERS

Intermediate transverse web stiffeners may be providedto prevent local buckling of the web in shear, and must be provided when the factors av, a2 are used to calculatethe shear capacity. In order to be effective, they requirestiffness as well as strength.

K7.5.16.1 General

Intermediate web stiffeners are often not connected to the tension flange, and need not be connected to thecompression flange. It is permissible to provide stiffenerson one side of the web only, as long as the stiffness andstrength criteria are met.

K7.5.16.2 Spacing

K7.5.16.2.1 Interior Panels

This clause refers to the maximum requirements ofClauses 7.5.11.5 and 7.5.11.6. Clause 7.5.11.5 requiresthat effective web stiffeners must be spaced closer than3d1. When spaced farther apart, then the tension field onwhich the increased shear resistance of the web is basedis ineffective.

K7.5.16.2.2 End Panels

An end post is required to anchor any unbalancedadjacent tension field in an end panel. The design of

K7.5.15.6 Pemasangan Pengaku Penahan Beban Tumpuan

Karena pelat badan direncanakan untuk memikulsebagian beban tumpuan, hubungan pengaku hanyaperlu mampu menyalurkan bagian pengaku.dari gayatumpuan rencana R*. Bagian tersebut dapat diperkirakandengan mengalikan R* dengan rasio dari luas pengakuterhadap luas penampang efektif pelat badan danpengaku.

K7.5.15.7 Perencanaan Penahan Ujung untuk Puntir

Bila perlu untuk mengadakan penahan puntir efektif(Pasal 7.5.5.3.2) pada perletakan balok (sehingga faktorpanjang efektif Kr yang diberikan dalam Tabel 7.8 dapatdiambil sebesar satu), maka pengaku penahan bebantumpuan harus memiliki kekakuan minimum. Pasal ini mensyaratkan bahwa pengaku penahan beban tumpuanmemenuhi batas kekakuan dan juga direncanakan untukkeadaaan batas leleh dan tekuk dari kombinasi pengaku-pelat badan.

K7.5.16 PERENCANAAN PENGAKU BADANMELINTANG ANTARA

Pengaku badan melintang antara dapat diadakan untukmencegah tekuk setempat dari pelat badan dalam geser,dan harus diadakan bila faktor av, a2 digunakan untukmenghitung kapasitas geser. Agar menjadi efektif, mereka memerlukan kekakuan selain kekuatan.

K7.5.16.1 Umum

Pengaku badan antara sering tidak dihubungkan padaflens tarik, dan tidak perlu dihubungkan pada flens tekan.Adalah diperbolehkan untuk mengadakan pengaku padahanya satu sisi badan, selama kriteria kekakuan dankekuatan dipenuhi.

K7.5.16.2 Jarak Antara

K7.5.16.2.1 Panel Tengah

Pasal ini menunjuk pada persyaratan maksimum dariPasal 7.5.11.5 dan 7.5.11.6. Pasal 7.5.11.5mensyaratkan bahwa pengaku badan efektif harusberjarak lebih dekat dari 3d1 . Bila jarak tersebut Iebihbesar, maka bidang tarik padamana tahanan geserbadan yang meningkat didasarkan adalah tidak efektif.

K7.5.16.2.2 Panel Ujung

Penahan ujung diperlukan untuk menjangkar tiap bidangtarik berdekatan yang tidak seimbang

K7 - 31

an end post (see Clause 7.5.16.9) in an end panel maybe avoided by reducing the length s of the end panel so that the tension field action is not required. In this case

d = 1.0.

K7.5.16.3 Minimum Area

This clause ensure that the stiffener has a yield capacitysufficient to transmit the force actions induced by thetension field. This minimum area rule must be used inconjunction with the buckling rule of Clause 7.5.16.4 andthe minimum stiffness rule of Clause 7.5.16.5 for adequate stiffener design.

K7.5.16.4 Buckling Strength

K7.5.16.4.1 Ultimate Limit State Design Method

Because part of the applied shear is resisted by the elastic buckling capacity Vb of the web, the bucklingdesign of the stiffener need only be carried out for the net

tension field component (V* - R sVRS b). The design

stiffener capacity K RRS sb is determined using the load

bearing stiffener provisions of Clause 7.5.15.2, but withan effective length of d1.

K7.5.16.4.2 Working Stress Design Method

No commentary.

K7.5.16.5 Minimum Stiffness

The intermediate stiffeners must have sufficient stiffness to ensure that a web buckling node is maintained at thestiffener-web junction. This is deemed to be achieved bysatisfying the appropriate limit on the second moment of area of the stiffener about the web centreline.

K7.5.16.6 Outstand of Stiffeners

The outstand width should be limited so that the stiffener will not buckle locally when it is required to carry thetension field contribution, which may be close to its squash load. The limit of Clause 7.5.15.3 for load bearingstiffeners is used, which is the same as the yield limit of Table 7.3.

K7.5.16.7 External Forces

Intermediate stiffeners are often used as connectionplates for incoming beams, and this clause provides

kedalam suatu panel ujung. Perencanaan penahan ujung(lihat Pasal 7.5.16.9) dalam suatu panel ujung dapatdihindari dengan mengurangi panjang s dari panel ujungsehingga aksi bidang tarik tidak diperlukan. Dalam hal ini

d = 1.0.

K7.5.16.3 Luas Minimum

Pasal ini menjamin bahwa pengaku mempunyaikapasitas leleh memadai untuk menyalurkan aksi gayayang timbul oleh lapangan tarik. Aturan luas minimumtersebut harus digunakan bersama dengan aturan tekukdari Pasal 7.5.16.4 dan aturan kekakuan minimum dariPasal 7.5.16.5 untuk perencanaan pengaku yangmemadai.

K7.5.16.4 Kekuatan Tekuk

K7.5.16.4.1 Cara Rencana Keadaan BatasUltimate

Karena bagian dari geser yang bekerja ditahan olehkapasitas tekuk elastis badan Vb perencanaan tekukpengaku hanya perlu dilakukan untuk komponen

lapangan tarik netto (V* - R sVRS b). Perencanaan

kapasitas pengaku K RRS sb ditentukan dengan

menggunakan syarat pengaku penahan beban tumpuandari Pasal 7.5.15.2, tetapi dengan panjang efektifsebesar d1.

K7.5.16.4.2 Cara Rencana Tegangan Kerja


K7.5.16.5 Kekakuan Minimum

Pengaku antara harus mempunyai kekakuan memadaiagar menjamin bahwa titik buhul tekuk badan terpeliharapada pertemuan pengaku-pelat badan. Hal ini dianggaptercapai dengan memenuhi batas sesuai untuk momenkedua dari luas pengaku terhadap garis pusat badan.

K7.5.16.6 Lebar Pengaku

Lebar bebas harus dibatasi sedemikian agar pengakutidak menekuk setempat bila harus memikul bagian lapangan tarik, yang mendekati beban tertekannya.Batas Pasal 7.5.15.3 untk pengaku penahan bebantumpuan digunakan, yang sama dengan batas leleh dariTabel 7.3.

K7.5.16.7 Gaya Luar

Pengaku antara sering digunakan sebagai pelatpenghubung untuk balok yang bersambung, dan

K7 - 32

safeguards against the reduction of the intendedstiffening effect by the external forces transmitted. Undesirable performance is guarded against bysatisfying both the stiffness and the strength requirements of the following clauses.

K7.5.16.7.1 Increase in Stiffness

The stiffness provision requires an increase in the second moment of area when the actions produceshears and moments in the plane of the stiffener.

K7.5.16.7.2 Increase in Strength

The strength provision requires that the stiffener bedesigned as a load bearing stiffener, using Article 7.5.15.

K7.5.16.8 Connection of IntermediateStiffeners to Web

The shear flow calculated from this clause is used in the design for the connectors according to Subsection 12.

K7.5.16.9 End Posts

The requirement of an end post consisting of an endplate and adjacent load bearing stiffener is included inorder. to anchor any unbalanced tension field action inthe panel. The dimensions of the end plate are obtainedfrom the area provision of the clause, and the loadbearing stiffener must be designed in accordance withthe requirements in Article 7.5.15 for load bearingstiffeners.

K7.5.17 DESIGN OF LONGITUDINAL WEB STIFFENERS

The main function of longitudinal stiffeners is to allowincreased web depths or decreased web thicknesses.However, the savings resulting from this may be offset by increased fabrication costs.

A full treatment of longitudinal web stiffeners is not given.Designers are referred to Refs 25, 26, and 33 for adiscussion of the effects of longitudinal stiffeners on webbending capacity.

K7.5.17.1 General

The clause requires that webs stiffened longitudinal havetransverse stiffeners. If these are not necessary toincrease the shear capacity, then they may be spaced at3dp.

pasal ini mengadakan pengamanan terhadappengurangan pengaruh perkakuan yang diharapkanakibat gaya luar yang disalurkan. Perilaku yang tidakdiinginkan diamankan dengan memenuhi persyaratankekakuan dan kekuatan dari pasal-pasal berikut.

K7.5.16.7.1 Peningkatan Kekakuan

Pengadaan kekakuan memerlukan kenaikan dalammomen kedua dari luas bila aksi menghasilkan geserdan momen dalam bidang pengaku.

K7.5.16.7.2 Peningkatan Kekuatan

Pengadaan kekuatan memerlukan bahwa pengakudirencanakan sebagai pengaku penahan beban tumpuandengan menggunakan Artikel 7.5.15.

K7.5.16.8 Hubungan Pengaku Antara Pada Badan

Aliran geser yang dihitung dengan pasal ini digunakandalam perencanaan untuk penghubung sesuai Bab 12.

K7.5.16.9 Penahan Ujung

Keperluan penahan ujung yang terdiri dari pelat ujungdan pengaku penahan beban tumpuan berdekatantermasuk agar menjangkar tiap aksi lapangan tarik yangtidak seimbang kedalam panel. Dimensi pelat ujungdiperoleh dari syarat luas dalam pasal, dan pengakupenahan beban tumpuan harus direncanakan sesuaisyarat Artikel 7.5.15. untuk pengaku penahan bebantumpuan.

K7.5.17 PERENCANAAN PENGAKU BADANMEMANJANG

Fungsi utama dari pengaku memanjang adalah untukmengijinkan tinggi pelat badan yang meningkat ataumengurangi tebal pelat badan. Bagaimanapun,penghematan yang dihasilkan dari ini dapat hilangkarena biaya pabrikasi meningkat.

Uraian lengkap untuk pengaku memanjang pelat badantidak diberikan. Perencana dapat melihat Pustaka 25, 26,dan 33 untuk membahas pengaruh pengaku memanjangpada kapasitas lentur pelat badan.

K7.5.17.1 Umum

Pasal ini mensyaratkan bahwa pelat badan yangdiperkaku memanjang memiliki pengaku melintang. Bilaini tidak perlu untuk menaikan kapasitas geser, makamereka dapat berjarak antara sebesar 3 dp.

K7 - 33

K7.5.17.2 Minimum Stiffness

The requirements for the positioning of the longitudinalstiffeners and their stiff nesses are based on localbuckling studies, as discussed in Refs 3,7, and 35.

K7.5.17.2 Kekakuan Minimum

Persyaratan untuk penempatan pengaku memanjangdan kekakuannya adalah berdasarkan studi tekuk setempat, seperti dibahas dalam Pustaka 3,7, dan 35.

K7 - 34

K7.6 COMPOSITE BEAMS

The text of Sub-section 7.6 has been taken directly from Part 5 of British Standard BS 5400 "Design of Steel,Concrete and Composite Bridges". That publicationshould be referred to for any explanation or furtherreference.

K7.6 GELAGAR KOMPOSIT

Uraian dalam Bab 7.6 telah diambil langsung dari Bagian5 British Standard BS 5400 "Design of Steel, Concreteand Composite Bridges". Publikasi tersebut harus dilihatuntuk tiap penjelasan atau petunjuk lebih lanjut.

K7 - 35

K7.7 TRANSVERSE MEMBERS AND RESTRAINTS

No commentary.

K7.7 UNSUR DAN PENAHANMELINTANG


K7 - 36

K7.8 COMPRESSION MEMBERS

Further information on the basis of the clauses is givenRefs 1 to 5. The behaviour on which these clauses isbased is described in textbooks such as Ref. 6. Thiscommentary should be read in conjunction with such a textbook.

K7.8.1 DESIGN METHOD

Compression members have been traditionally designedfor the stability (buckling) limit state. The Ultimate LimitState design method for compression members is merelya reformulation of this traditional method.

K7.8.2 DESIGN FOR AXIAL COMPRESSION

No comment.

K7.8.3 NOMINAL SECTION STRENGTH

K7.8.3.1 General

The nominal section capacity N is the strength of a shortor stub column which cannot undergo overall memberbuckling. If such a column does not buckle locally beforesquashing, its nominal capacity is An fy, where An is the net area of the section. Provided that unfilled holes or penetrations on the crosssection are significantly small,the gross area may be used instead of the net area.

There is a significant class of columns composed ofslender plate elements, and these will buckle locallybefore the squash load is reached. Because of this, the squash capacity An fy is modified by the local bucklingform factor kf calculated according to Clause 7.8.3.2.

K7.8.3.2 Form Factor

The concept of using a form factor kf is discussed in Ref. 10. In order to calculate the form factor, it is necessary to obtain the effective area Ae. This is done by summing theeffective areas of each of the elements which comprisethe cross-section. Each of these elements has an effective width be which is calculated according to Clause7.8.3.3, and a thickness equal to the actual thickness ofthe element.

K7.8 UNSUR TEKAN

Keterangan lebih lanjut berdasarkan pasal-pasaldiberikan dalam Pustaka 1 sampai 5. Perilaku padamanapasal ini didasarkan dijelaskan dalam buku sepertiPustaka 6. Penjelasan ini harus dibaca sehubunganbuku tersebut.

K7.8.1 Cara Perencanaan

Unsur tekan telah umum direncanakan untuk keadaanbatas stabilitas (tekuk). Cara rencana keadaan batasultimate untuk unsur tekan merupakan suatu perumusanulang dari cara umum tersebut.

K7.8.2 PERENCANAAN UNTUK TEKANANAKSIAL


K7.8.3 KEKUATAN NOMINALPENAMPANG

K7.8.3.1 Umum

Kapasitas penampang nominal N adalah kekuatankolom pendek yang tidak dapat mengalami tekukkeseluruhan unsur. Bila kolom tersebut tidak menekuksetempat sebelum tertekan penuh, kapasitas momennyaadalah An fy, dimana An adalah luas penampang bersih.Dengan syarat bahwa lubang tidak terisi atau penetrasipada penampang cukup kecil, luas penuh bolehdigunakan sebagai luas terhitung.

Terdapat kelas kolom berarti yang tersusun dari elemenpelat langsing, dan mereka akan menekuk setempatsebelum beban tertekan penuh dicapai. Karena haltersebut, kapasitas tertekan penuh An fy dimodifikasi olehfaktor bentuk tekuk setempat kf yang dihitung sesuaiPasal 7.8.3.2.

K7.8.3.2 Faktor Bentuk

Konsep penggunaan faktor bentuk kf dibahas dalamPustaka 10. Untuk menghitung faktor bentuk, perludiperoleh luas efektif Ae. Ini dilakukan denganmenjumlahkan luas efektif dari tiap elemen yangmenyusun penampang melintang. Tiap elemen tersebutmempunyai lebar efektif be yang dihitung sesuai Pasal7.8.3.3 dan tebal yang sama dengan tebal aktualelemen.

K7 - 37

K7.8.3.3 Effective Width

The concept of using an effective width to calculate thesection capacity incorporating local buckling is well-known, and is described in Ref. 6. The effective width be,of a plate element of width b is obtained by multiplying b by a reduction factor y/ . Values of the yieldslenderness limit y are given in Table 7.1 1, and are thesame as the values given in Table 7.3, except for circularhollow sections. The values of y for flat elementsdepend on the number of supported edges, and on theresidual stress category. A discussion of their derivationis given in publications such as Refs 11-13. For a circularhollow section, the effective diameter de used to obtainthe effective area is obtained by reducing the outsidediameter de by the factor or (3 y/ )2.

The clause allows an enhanced effective width be to be used, which is dependent on the local bucklingcoefficient kb for the plate element. Values of kb may beobtained from computer programs such as that describedin Ref. 14, or from tabulations or diagrams in texts such aRefs 3,6, and 15.

A plate element supported along both edges with simplesupports has a theoretical elastic local bucklingcoefficient kbo of 4.0 (Ref. 15). When a plate element is connected along its supported edges to other plateelements, its local buckling coefficient kb is greater than4.0, then the effective width may be increased inaccordance with this clause by multiplying by (kb/4.0).However, if kb is less than 4.0, the value of be to be usedis b( y/ ).

A similar analysis is made for outstands, using kbo = 0,425, as described in Ref. 6.

K7.8.3.4 Plate Element Slenderness

The calculation of the plate element slenderness isanalogous to that for elements of members in bending(Sub-section 7.5), and incorporates the effect of the yieldstress through the terms (fy/250) for circular hollowsections. The slendernesses are calculated for all plateelements in the cross-section, and these are then usedto determine the effective widths of the plate elementsused in the calculation of the effective area Ae. Forcircular hollow sections, the slenderness e is based onthe outside diameter do of the section.

K7.8.4 NOMINAL MEMBER STRENGTH

K7.8.4. 1 Definitions

A definition of the actual length of the compressionmember is given in order to calculate the effective lengthL which is used in the capacity calculations.

K7.8.3.3 Lebar Efektip

Konsep penggunaan lebar efektif untuk menghitungkapasitas penampang termasuk tekuk setempat telahdiketahui, dan diuraikan dalam Pustaka 6. Lebar efektif b, dari elemen pelat dengan lebar b diperoleh denganmengalikan b dengan faktor reduksi y/ . Nilai batas kelangsingan leleh y diberikan dalam Tabel 7.1 1, danadalah sama seperti nilai yang diberikan dalam Tabel7.3, kecuali untuk penampang bulat berongga. Nilai yuntuk elemen rata tergantung pada jumlah ujungterdukung, dan pada kategori tegangan sisa.Pembahasan penurunannya diberikan dalam publikasiseperti Pustaka 11-13. Untuk penampang bulatberongga, diameter efektif de yang digunakan untukmemperoleh luas efektif diperoleh dengan mengurangidiameter luar de dengan faktor (3 y/ )2.

Pasal ini memperbolehkan agar digunakan lebar efektiftetap be yang tergantung pada koefisien tekuk setempatkb untuk elemen pelat. Nilai kb dapat diperoleh dariprogram komputer seperti yang diuraikan dalam Pustaka14, atau dari tabel atau diagram dalam buku sepertiPustaka 3,6, dan 15.

Elemen pelat yang didukung sepanjang kedua ujungdengan perletakan sederhana mempunyai koefisientekuk setempat elastis teoritik kbo sebesar 4.0 (Pust.15). Bila elemen pelat dihubungkan sepanjang ujungterdukung pada elemen pelat lain, koefisien tekuksetempat kb adalah lebih besar dari 4.0, demikian lebarefektif boleh dinaikan sesuai dengan pasal ini denganmengalikan dengan (kb/4.0). Bagaimanapun, bila kblebih kecil dari 4.0, nilai b, yang digunakan adalahb( y/ ).

Analisis serupa dibuat untuk pelat bebas diluar, denganmenggunakan kb = 0.425, seperti dijelaskan dalamPustaka 6.

K7.8.3.4 Kelangsingan Elemen Pelat

Perhitungan kelangsingan pelat adalah analog denganelemen unsur dalam lentur (Bab 7.5), dan mencakuppengaruh tegangan leleh melalui besaran (fy/250) untukpenampang bulat berongga. Kelangsingan dihitung untuksemua elemen pelat dalam penampang melintang, danmereka kemudian digunakan untuk menentukan lebarefektif elemen pelat yang digunakan dalam perhitunganluas efektif Ae. Untuk penampang bulat berongga,kelangsingan e adalah berdasarkan diameter luarpenampang do.

K7.8.4 KEKUATAN NOMINAL UNSUR

K7.8.4.1 Definisi

Definisi panjang aktual dari unsur tekan diberikan agarmenghitung panjang efektif L yang digunakan dalamperhitungan kapasitas.

K7 - 38

The geometrical slenderness ratio L /r is used tocalculate the nominal capacity Nc of the compressionmember based on buckling. For most structural membersloaded in axial compression, buckling may take placeabout either principal axis, and it is therefore necessaryto calculate the geometrical slenderness ratios (L /r)y,about the principal x and y axes respectively. Note that for angle sections loaded in uniform compression, the radii of gyration rx and ry are taken about the principalaxes, which are those inclined to the angle legs and notthe axes parallel to the legs.

K7.8.4.2 Effective Length

The effective length L is used to calculate thegeometrical slenderness ratio L /r. This is found from Section 3. The effective length will generally be differentabout both principal axes, and values of both (L )x and(L )y will often have to be calculated.

K7.8.4.3 Nominal Strength of a Member of Constant CrossSection

The nominal capacity Nc accounts for the effects of flexural buckling (Ref.6) and is calculated by multiplyingthe nominal section capacity N by a geometricslenderness reduction factor c. The value of c,depends not only on the geometrical slenderness ratioL /r, but also on the yield stress and on the section type,which are represented by the member section constant

b. Five values of b are given, reflecting the varioussection types and distributions and magnitudes of the residual stresses. Justification for the selections of b forthe ranges of Australian sections is given in Refs 1618.

When the nominal capacity Nc is plotted against thenominal slenderness ratio n = (L /r)j (kf fy/250), the five section constants b produce five strength curves. Theconcept of using multiple column curves more correctlyreflects the strength of compression members, and theirderivation and application is discussed in Ref. 4.

The clause presents a set of equations which may beused to calculate the geometrical slenderness reductionfactor c, based on the derivations in Ref. 4. Theseequations may be programmed simply on aprogrammable calculator or on a microcomputer. In lieuof using these formulae, the tabulations in Table 7.13may be used. the procedure used to calculate Nc is as follows

(i) calculate the nominal slenderness ratio n = (L /r) (fy/250) about the relevant axis;

Rasio kelangsingan geometrik L /r digunakan untukmenghitung kapasitas nominal Nc dari unsur tekanberdasarkan tekuk. Untuk kebanyakan unsur struktural yang dibebani dalam tekan aksial, tekuk dapat terjaditerhadap salah satu sumbu dasar, dan dengan demikianperlu untuk menghitung rasio kelangsingan geometrik(L /r)y terhadap masingmasing sumbu dasar x dan y.Perhatikan bahwa untuk penampang siku yang dibebanidalam tekanan merata, jari-jari girasi rx dan ry diambilterhadap sumbu dasar, yang adalah dengan kemiringanterhadap kaki siku dan tidak terhadap sumbu yangsejajar kaki.

K7.8.4.2 Panjang Efektip

Panjang efektif L digunakan untuk menghitung rasiokelangsingan geometrik L /r. Ini dicari dari Bagian 3.Panjang efektif umumnya akan berbeda terhadap keduasumbu dasar, dan kedua nilai (L )x dan (L )y sering harusdihitung.

K7.8.4.3 Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tetap

Kapasitas nominal Nc memperhitungkan pengaruh tekuklentur (Pust.6) dan dihitung dengan mengalikankapasitas momen penampang N dengan faktor reduksikelangsingan geometrik c. Nilai c. tidak hanyatergantung pada rasio kelangsingan geometrik L /r,tetapijuga pada tegangan leleh dan pada jenis penampang,yang diwakili oleh konstanta penampang unsur b. Limanilai b diberikan, yang mencerminkan berbagai jenispenampang dan pembagian serta besaran tegangansisa. Pertimbangan pemilihan b untuk penampangAustralia diberikan dalam Pustaka 16-18.

Bila kapasitas nominal N. digambar terhadap rasiokelangsingan nominal n = (L /r)j (kf fy/250), lima konstanta penampang b menghasilkan lima lengkungkekuatan. Konsep penggunaan lengkung kolommajemuk lebih tepat mencerminkan kekuatan unsurtekan, dan penurunannya serta penggunaan dibahasdalam Pustaka 4.

Pasal ini memberikan rumus-rumus yang dapatdigunakan untuk menghitung faktor reduksi kelangsingangeometrik c, berdasarkan penurunan dalam Pustaka 4.Rumus tersebut dapat diprogram secara sederhanapada program kalkulator atau komputer mikro. Sebagaialternatif penggunaan rumus tersebut , Tabel 7.13 dapatdigunakan. Tahapan untuk menghitung N. adalahsebagai berikut:

(i) Hitung rasio kelangsingan nominal n = (L /r) (fy/250) terhadap sumbu relevan

K7 - 39

(ii) calculate the nominal slenderness ratio n = (L /r)j (kf fy/250) about the relevant axis;

(iii) select the appropriate member section constantb from Table 7.12a or 7.12b;

(iv) read the value of c from Table 7.13. Linearinterpolation may be used;

(v) calculate the design capacity Ks No about the

relevant axis from K No = NRS C; and

(vi) select the lower value of K NRS c and N .

The provisions of this clause are for members whichbuckle flexurally. Some members, such as shortcruciforms, tees and concentrically loaded angles, bucklein a torsional or flexural-torsional mode before flexuralbuckling. For these, the modified slenderness may becalculated as n =90 (N /Nom), in which Nom is the elastic torsional or flexuraltorsional buckling load. The nominalcapacity NC may then be determined in the usual way.The method of "design by buckling analysis" isdocumented in Ref. 6 Refs 3,6 and 19 describe thecalculation of Nom.

K7.8.4.4 Nominal Strength of a Member of Varying CrossSection

This clause also uses the method of "design by bucklinganalysis" documented in Ref. 6. For this, it is assumedthat the interaction between yielding, elastic buckling,and geometric imperfection in compression members of varying cross-section is the same as that for members ofuniform crosssection. Tabulations of elastic bucklingloads Nom exist for a range of non-uniform members (Refs 20-22), and a general computer program has beendescribed in Ref. 23.

K7.8.5 LACED AND BATTENEDCOMPRESSION MEMBERS

K7.8.5.1 Design Forces

To ensure that a compression member acts as a singlemember without premature failure of the shear resistingelements (battens or lacing), the member must be designed for a transverse shear force V* applied where itwill have the most unfavourable effect. The expressionfor the design transverse shear force V*, which the maincomponents connecting elements and connections aredesigned to resist, was obtained from Ref. 5, with theaddition of a minimum value of 0.01 N* for lowslenderness members to account for initial imperfectionsand eccentricities.

(ii) Hitung rasio kelangsingan nominal n = (L /r)j (kffy/250) terhadap sumbu relevan

(iii) Pilih konstanta penampang unsur sesuai b dari Tabel 7.12a atau 7.12b.

(iv) Baca nilai c dari Tabel 7.13. Dapat digunakaninterpolasi linier

(v) Hitung kapasitas rencana KS Nc terhadap sumbu

relevan dari K No = NRS C dan

(vi) Pilih nilai terkecil dari K NRS c dan N .

Syarat pasal ini adalah untuk unsur yang menekuksecara lentur. Beberapa unsur, seperti salib pendek, Tdan siku yang dibebani konsentrik, menekuk dalambentuk puntir atau lenturan puntir sebelum menekuksecara lentur. Untuk hal tersebut, kelangsingan yangdimodifikasi dapat dihitung sebagai n =90 (N /Nom),dimana Nom, adalah beban puntir elastis atau bebantekuk lenturan puntir. Kapasitas nominal No kemudiandapat ditentukan dengan cara biasa. Cara 'PerencanaanAnalisis Tekuk' didokumentasi dalam Pustaka 6. Pustaka 3,6,19 menguraikanperhitungan Nom.

K7.8.4.4 Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tidak Tetap

Pasal ini juga menggunakan cara 'perencanaan elastistekuk' yang terdapat dalam Pustaka 6. Untuk ini,dianggap bahwa interaksi antara leleh, tekuk elastis, dankurang kesempurnaan geometrik dalam unsur tekandengan penampang bervariasi adalah sama sepertiuntuk unsur dengan penampang seragam. Tabel bebantekuk elastis Nom diberikan untuk rangkaian unsur tidakseragam (Pustaka 2022), dan program umum komputerdijelaskan dalam Pustaka 23.

K7.8.5 UNSUR TEKAN DENGAN IKATANDIAGONAL DAN PELAT

K7.8.5.1 Gaya Rencana

Untuk menjamin bahwa unsur tekan bekerja sebagaiunsur tunggal tanpa keruntuhan terlalu cepat dari elemenpenahan geser (kopel atau diagonal pengikat), unsurharus direncanakan untuk gaya geser melintang V* yangdikerjakan dimana akan berpengaruh paling buruk.Rumus gaya geser melintang rencana V*, terhadapmana komponen utama, elemen penghubung dansambungan direncanakan cukup kuat, diperoleh dariPustaka 5, dengan tambahan nilai minimum sebesar0.01 N* untuk unsur dengan kelangsingan rendah agarikut memperhitungkan ketidaksempurnaan awal daneksentrisitas.

K7 - 40

K7.8.5.2 Laced Compression Members

This clause sets out the proportions and details for themain components and connecting elements to ensurethat they act together as an integral member. Thesedetails are based on past experience (Ref.24) andmodifications that have been made in line with therequirements of Ref. 25.

K7.8.5.2.1 Slenderness Ratio of a MainComponent

The slenderness limit of 50 ensures that each maincomponent is a relatively stocky member irrespective of the slenderness of the whole member. The slendernesslimit of 0.6 times the slenderness ratio of the wholemember not only ensures that each main component isless slender than the whole member, but also results inlacing being attached to at least two intermediate pointswithin the length of the member.

K7.8.5.2.2 Slenderness Ratio of a LacedCompression Member

The limit of 1 .4 (Lc/r)c is to prevent the possibility of amain component failing between consecutive lacingpoints.

K7.8.5.2.3 Lacing Angle

Studies have shown these angles to be the most effective for lacing members (Ref. 5).

K7.8.5.2.4 Effective Length of a Lacing Element

The different effective length values reflect the differencein the restraint provided by single and double lacingsystems.

K7.8.5.2.5 Slenderness Ratio Limits of a

Lacing ElementA nominal value is provided to ensure a reasonablestiffness and capacity for the lacing.

K7.8.5.2.6 Mutually Opposed Lacing

The asymmetry' of two single lacing systems opposed indirection on opposite sides of a main

K7.8.5.2 Unsur Tekan dengan Ikatan Diagonal

Pasal ini meliputi besaran dan detail untuk komponenutama dan elemen penghubung agar menjamin bahwamereka bekerja bersama sebagai unsur kesatuan. Detailtersebut berdasarkan pengalaman terdahulu (Pust.24) dan telah dimodifikasi sesuai persyaratan Pustaka 25.

K7.8.5.2.1 Nilai Perbandingan KelangsinganKomponen Utama

Batas kelangsingan sebesar 50 menjamin bahwa tiapkomponen utama adalah unsur relatif kokoh yang tidaktergantung pada kelangsingan seluruh unsur. Bataskelangsingan sebesar 0.6 dikali raslo kelangsinganseluruh unsur tidak hanya menjamin bahwa tiapkomponen utama adalah lebih langsing dari seluruhunsur, tetapi juga menghasilkan agar diagonal pengikatdipasang pada paling sedikit dua titik antara didalampanjang unsur.

K7.8.5.2.2 Nilai Perbandingan KelangsinganUnsur Tekan dengan IkatanDiagonal

Batas sebesar 1.4 (Lc/r)c adalah untuk mencegahkemungkinan keruntuhan komponen utama antara titik diagonal pengikat berurutan.

K7.8.5.2.3 Sudut Ikatan Diagonal

Penelitian telah menunjukan bahwa sudut tersebut palingefektif untuk unsur diagonal pengikat (Pust. 5).

K7.8.5.2.4 Panjang Efektip Elemen IkatanDiagonal

Nilai panjang efektif berbeda mencerminkan perbedaandalam tahanan yang diadakan oleh sistim diagonalpengikat tunggal dan ganda.

K7.8.5.2.5 Batas Nilai PerbandinganKelangsingan Elemen IkatanDiagonal

Nilai nominal diadakan untuk menjamin kekakuan dankekuatan yang wajar untuk diagonal pengikat.

K7.8.5.2.6 Ikatan Diagonal Berlawanan

Asimetri dari dua sistim diagonal pengikat tunggal dalamarah berlawanan pada sisi berlawanan dari

K7 - 41

member results in torsional effects under axialcompression.

Significant second-order effects can arise if additionallacing elements (except tie plates specified in Clause7.8.5.2.7) are provided at 90° to the longitudinal axis ofthe member, and these effects cannot be neglected.

K7.8.5.2.7 Tie Plates

These are used to anchor the lacing system at points where it is interrupted, such as at the member ends.They are designed as battens (Clause 7.8.5.3.).

K7.8.5.3 Battened CompressionMember

The details in this clause are based on past experience(Ref. 24), with modifications in line with Ref. 25.

K7.8.5.3.1 Slenderness Ratio of a MainComponent

The slenderness limit of 50 ensures that each maincomponent is a relatively stocky member irrespective of the slenderness of the whole member. The slendernesslimit of 0.6 times the slenderness ratio of the wholemember not only ensures that each main component isless slender than the whole member, but also results intwo intermediate battens being provided within the lengthof the member in addition to the end battens.

K7.8.5.3.2 Slenderness Ratios of BattenedCompression Member

For a member with diagonal lacing with geometries andproportions in accordance with Clause 7.8.5.2, shear deformations are small and do not significantly reducethe strength below that for a similar member with a solidweb. However, there are no webs or diagonals inbattened columns to resist transverse shear, and hencethe main components and battens act together as aVierendeel truss.

To account for the reduction in the strength of a battenedmember due to shear deformation, an increasedslenderness ratio (L /r)bn is used which depends on therelative values of the slenderness of the member as awhole, assuming the main components act together asan integral member, and the slenderness of a singlemain component between consecutive points wherebattens are

unsur utama menghasilkan pengaruh puntir pada tekanaksial.

Pengaruh tingkat kedua yang berarti akan terjadi bilaelemen diagonal pengikat tambahan (kecuali pelatpengikat yang dispesifikasi dalam Pasal 7.8.5.2.7) diadakan tegak lurus pada sumbu memanjang unsur,dan pengaruh tersebut tidak dapat diabaikan.

K7.8.5.2.7 Pelat Pengikat

Mereka digunakan untuk menjangkar sistim diagonalpengikat pada titik dimana mereka terputus, seperti padaujung unsur. Mereka direncanakan sebagai pelat kopel(Pasal 7.8.5.3).

K7.8.5.3 Unsur Tekan Yang Dikopel

Detail dalam pasal ini berdasarkan pengalamanterdahulu (Pust.24), dengan modifikasi sesuai Pustaka25.

K7.8.5.3.1 Nilai Perbandingan KelangsinganKomponen Utama

Batas kelangsingan sebesar 50 menjamin bahwa tiapkomponen utama adalah unsur relatif kokoh yang tidaktergantung pada kelangsingan seluruh unsur. Bataskelangsingan sebesar 0.6 dikali rasio kelangsinganseluruh unsur tidak hanya menjamin bahwa tiapkomponen utama adalah lebih langsing dari seluruhunsur, tetapi juga menghasilkan pengadaan dua kopelantara didalam panjang unsur sebagai tambahan padakopel ujung.

K7.8.5.3.2 Nilai Perbandingan Kelangsingandari Unsur Tekan yang Dikopel

Untuk unsur dengan diagonal pengikat dengan geometridan besaran sesuai Pasal 7.8.5.2, deformasi geseradalah kecil dan tidak banyak mengurangi kekuatandibawah kekuatan unsur serupa dengan badan penuh.Bagaimanapun, tidak terdapat pelat badan atau diagonaldalam kolom terkopel untuk menahan geser melintang,dan demikian komponen utama dan kopel bekerjabersama sebagai rangka Vierendeel.

Untuk memperhitungkan pengurangan kekuatan dariunsur terkopel akibat deformasi geser, rasio kelangsingan (L /r)bn yang lebih besar digunakan yangtergantung pada nilai kelangsingan relatif unsur sebagaikeseluruhan, menganggap komponen utama bekerjabersama sebagai unsur kesatuan, dan kelangsinagnkomponen utama tunggal antara titik berurutan dimanakopel terpasang.

K7 - 42

attached.

K7.8.5.3.3 Effective Length of a Batten

The reduction in effective in effective length for anintermediate batten reflects the degree of restraintprovided by the main components.

K7.8.5.3.4 Maximum Slenderness Ratio of aBatten

A nominal value is provided to ensure a reasonablecapacity and stiffness for the batten.

K7.8.5.3.5 Width of a Batten

This width of batten is required so that it will be stiff andbe able to provide adequate connection to the maincomponents, so as to ensure adequate Vierendeelaction.

K7.8.5.3.6 Thickness of a Batten

Where plate slenderness could reduce capacity,provision is made for stiffener.

K7.8.5.3.7 Loads on Battens

The transverse shear force V* in the main components

results in a design longitudinal shear force V and adesign bending moment M* which must be resisted by

the battens. V and M* are determined from statics assuming points of inflection in the main componentsmidway between the battens and at the midspan of eachbatten (Ref.5).

*1

*1

K7.8.6 COMPRESSION MEMBERS BACKTO BACK

The details in this clause are based on past experience(Ref. 24), with modifications in line with Ref. 25.

K7.8.6.1 Components Separated

K7.8.6.1 .1 Application

This clause is limited to double angels, channels or teesseparated by no more than that required for end gussetconnection in normal practice.

K7.8.5.3.3 Panjang Efektip Kopel

Pengurangan dalam panjang efektif untuk kopel antaramencerminkan tingkat tahanan yang diadakan olehkomponen utama.

K7.8.5.3.4 Nilai Perbandingan KelangsinganMaksimum Kopel

Nilai nominal diadakan untuk menjamin kapasitas dankekakuan yang wajar untuk kopel.

K7.8.5.3.5 Lebar Kopel

Lebar kopel perlu demikian sehingga akan kaku danmampu untuk mengadakan hubungan memadai padakomponen utama, sehingga menjamin aksi Vierendeelyang memadai.

K7.8.5.3.6 Tebal Kopel

Dimana kelangsingan pelat dapat mengurangi kapasitas,diadakan pengaku.

K7.8.5.3.7 Beban pada Kopel

Gaya geser melintang V* dalam komponen utama

menghasilkan gaya geser memanjang rencana V *1 dan

momen lentur rencana M* yang harus ditahan oleh

kopel. V *1 dan M* ditentukan dari statika dengan

menganggap titik perubahan dalam komponen utamaditengah antara kopel dan pada tengah bentang tiapkopel (Pust. 5).

K7.8.6 UNSUR TEKAN YANGDIHUBUNGKAN PADA SISI BELAKANG

Detail dalam pasal ini adalah berdasarkan pengalamanterdahulu (Pust.24), dengan modifikasi sesuai Pustaka25.

K7.8.6.1 Komponen Terpisah


Pasal ini dibatasi pada siku ganda, kanal atau T terpisah oleh tidak lebih dari yang diperlukan untuk hubungan titikbuhul ujung dalam praktek biasa.

K7 - 43

K7.8.6.1.2 Configuration

The arrangement must be symmetric.

K7.8.6.1.3 Slenderness

The member is treated is treated as an equivalentbattened member (sub-clause 7.8.5.3.2).

K7.8.6.1.4 Connections

The member is treated as an equivalent battenedmember (sub-clause 7.8.5.4.3). A minimum of twofasteners or the equivalent is required at the ends ofeach main component.

K7.8.6.1.5 Design Forces

The design longitudinal shear force V is a closeapproximation to that which can be derived from statics assuming points of inflection in the main componentsmidway between the connections and at the connections.

*1

K7.8.6.2 Components in Contact


No commentary.

K7.8.6.2.2 Configuration

The arrangement must be symmetric.

K7.8.6.2.3 Slenderness

The member is treated as an equivalent battenedmember (sub-clause 7.8.5.3.2).

K7.8.6.2.4 Connection

The member is treated as an equivalent battenedmember. A minimum of two fasteners or the equivalent isrequired at the ends of each main component.

K7.8.6.2.5 Design Forces

No commentary.

K7.8.6.1.2 Konfigurasi

Susunan harus simetrik.

K7.8.6.1.3 Kelangsingan

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen (ayat7.8.5.3.2).

K7.8.6.1.4 Hubungan

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen (ayat7.8.5.4.3). Minimum dua pengencang atau ekivalennyadiperlukan pada ujung-ujung tiap komponen utama.

K7.8.6.1.5 Gaya Rencana

Gaya geser memanjang rencana V adalah perkiraandekat pada yang dapat diturunkan dari statika,menganngap titik perubahan dalam komponen utamaditengah antara hubungan dan pada hubungan.

*1

K7.8.6.2 Komponen Berdampingan



K7.8.6.2.2 Konfigurasi

Susunan harus simetrik.

K7.8.6.2.3 Kelangsingan

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen (ayat7.8.5.3.2).

K7.8.6.2.4 Hubungan

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen.Minimum dua pengencang diperlukan pada ujung- .ujung tiap komponen utama.

K7.8.6.2.5 Gaya Rencana


K7 - 44

K7.8.7 RESTRAINTS

K7.8.7.1 General

The design loads, including any notional horizontalforces, can result in forces being induced in restrainingmembers and connections, which must be designed for.

K7.8.7.2 Restraining Members andConnections

The restraint is required to be able to transfer 2.5% of the axial compression force in the member being restrained,where this is greater than the force specified in Clause7.8.7.1. A stiffness requirement is not given even thoughthere is a theoretical solution (Ref. 26). This follows thefinding (Ref.27) that the requirements for centrally bracedcolumns are satisfied by practical braces which satisfythe 2.5% rule.

When the restraints are more closely spaced than is just required for the compression member to attain its fullsection capacity, then an appropriate group of restraints is required as a whole to be able to transfer 2.5% of the force in the compression member, rather than eachindividual restraint.

When the restraints are less closely spaced than isrequired for the compression member to attain its fullsection capacity, then each restrain must be designed to transfer the 2.5% of the force in the compressionmember.

K7.8.7.3 Parallel Braced Compression Members

This clause provides for a reduction in the rate ofaccumulation of the restraint forces for parallel membersbeyond the connected member from 2.5% to 1.25%. Thisreduction reflects the possibility that the crookedness orload eccentricity of any other parallel member may act inthe opposite sense, and reduce the total restraint force.

K7.8.7 PENAHAN

K7.8.7.1 Umum

Beban rencana, termasuk tiap gaya horisontal berarti,dapat menghasilkan gaya dalam unsur menahan atauhub.ungan, yang harus diperhitungkan.

K7.8.7.2 Unsur dan Hubungan Penahan

Penahan harus mampu menyalurkan 2.5% dari gayatekan aksial dalam unsur yang ditahan, dimana ini lebihbesar dari gaya yang dispesifikasi dalam Pasal 7.8.7.1.Persyaratan kekakuan tidak diberikan walaupun terdapatsolusi teoritik (Pust. 26). Ini mengikuti penemuan (Pust 27) bahwa persyaratan untuk kolom terikat terpusat terpenuhi oleh pengikat praktis yang menuruti aturan2.5%.

Bila penahan berjarak lebih dekat dari yang diperlukanuntuk unsur tekan agar mencapai kapsitas penampangpenuh, maka kelompok penahan sesuai diperlukansebagai kesatuan yang mampu menyalurkan 2.5% darigaya dalam unsur tekan, dan bukan tiap penahan secaratersendiri.

Bila penahan berjarak kurang dekat dari yang diperlukanuntuk unsur tekan agar mencapai kapasitas penampangpenuh, maka tiap penahan harus direncanakan agarmenyalurkan 2.5% dari gaya dalam unsur tekan.

K7.8.7.3 Unsur Tekan Terikat Sejajar

Pasal ini mengadakan pengurangan dalam lajuakumulasi gaya penahan untuk unsur sejajar melewatiunsur tersambung dari 2.5% sampai 1.25%.Pengurangan tersebut mencerminkan kemungkinanbahwa kurang kesempurnaan atau eksentrisitas bebandari tiap unsur sejajar lain dapat bekerja dalam bentukberlawanan, dan mengurangi gaya penahan total.

K7 - 45

K7.9 TENSION MEMBERS

K7.9.1 DESIGN FOR AXIAL TENSION

The section covers the design of members subject toaxial tension forces which are statically loaded. Memberssubject to fatigue loading should also be assessed inaccordance with Section II. A general coverage of the design of tension members may be found in Ref. 1.


No commentary.


The failure criteria on which the expressions for nominalsection capacity are based, are yielding of the grosssection (Agfy) and fracture through the net section (Anfu).Because of strain hardening, a ductile steel memberloaded in axial tension can resist without fracture a force greater than the product of the gross area times the yieldstress. Depending upon the ratio of the net are to the gross area, the member can fail by fracture through thenet area at a load smaller than the load required to yieldthe gross area (Refs 2,7 and 8).

Members for which Anfu > Agfy yield on the gross sectionbefore net section fracture occurs, and such a memberhas a considerable reserve of ductility evidenced bysignificant deformation. Alternatively, members for whichAnfu < Agfy. strain-harden at the net section and then failby fracture before any significant yielding of the grosssection occurs.

Hence, yielding of the gross area and fracture throughthe net area both constitute strength limit states. The0.85 factor in the expression for net section fracture isintended to account for sudden failure by local brittlebehaviour at the net section. The part of the member occupied by the net area at a bolted connection usuallyhas a negligible length compared to the total memberlength. As a result, strain hardening at the net section isreadily achieved and yielding of the net section does notconstitute a strength limit state of practical significance.

A discussion of the effect of self weight on simple tensionmembers (rods, angles, hollow sections) may be found inRef. 5.

K7.9 UNSUR TARIK

K7.9.1 Perencanaan Tank Aksial

Bagian ini meliputi perencanaan unsur yang memikulgaya tarik aksial yang dibebani statis. Unsur yangmemikul beban fatik harus diperkirakan sesuai Bagian II. Uraian umum dari perencanaan unsur tarik terdapatdalam Pustaka 1.

K7.9.1.1 Cara Perencanaan


K7.9.1.2 Rencana Keadaan Batas Ultimate

Kriteria keruntuhan padamana rumus kapasitas nominalpenampang didasarkan, adalah pelelehan penampangpenuh (Agfy) dan patahan melalui penampang bersih(Anfu). Karena pengerasan ulur, unsur baja daktail yangdibebani dalam tarik aksial dapat menahan tanpa patahsuatu gaya lebih besar dari perkalian luas penuh kalitegangan leleh. Tergantung pada rasio penampangbersih terhadap penampang penuh, unsur dapat runtuholeh patahan melalui luas bersih pada beban lebih kecildari beban yang diperlukan untuk melelehkan luas penuh(Pust. 2,7 dan 8).

Unsur padamana Anfu > Agfy meleleh pada penampangpenuh sebelum patahan penampang bersih terjadi, danunsur demikian mempunyai cadangan daktilitas besaryang ditandai oleh deformasi besar. Sebagai alternatifunsur padamana Anfu < Agfy mengeras-ulur pada luasbersih dan kemudian runtuh oleh patahan sebelumterjadi pelelehan besar dari penampang penuh.

Jadi, pelelehan luas penuh dan patahan melaluipenampang bersih keduanya membentuk keadaan bataskekuatan. Faktor 0.85 dalam rumus patahan penampangbersih dimaksudkan untuk memperhitungkan keruntuhanserentak oleh perilaku getas pada penampang bersih.Bagian unsur yang dicakup oleh penampang bersih padasambungan baut umumnya mempunyai panjang yangdiabaikan terhadap panjang total unsur. Sebagai hasil,pengerasan ulur pada penampang bersih cepat tercapaidan pelelehan penampang bersih tidak membentukkeadaan batas kekuatan yang praktis berarti.

Pembahasan pengaruh berat sendiri pada unsur tarik sederhana (batang, siku, penampang berongga) dapatdiperoleh dalam Pustaka 5.

K7 - 46


No commentary.

K7.9.2 DISTRIBUTION OF FORCES

K7.9.2.1 End Connections Providing Uniform Force Distribution

Where a connection is made by bolting or welding to all elements of the member cross-section, the member may be assumed to have a uniform stress distribution acrossthe cross-section, and the correction factor (k,) is taken as 1.0. The clause specifies the requirements of the end connection for the assumption to be valid. The behaviourof these types of members is discussed in Ref. 2.

K7.9.2.2 End Connections Providing Non-Uniform Force Distribution

Where the ends of members are connected in such away that not all elements of the member crosssection areattached to the support, then additional stresses resultingfrom shear lag or eccentricity are induced and should be accounted for in the design. The behaviour of memberswith these types of end connections is also discussed inRef. 2. Various methods for empirically adjusting for the above effects have been investigated, and the use of thesimple correction factor k, given in Table 7.14 wassuggested as being sufficiently accurate in Ref. 2. Thesecorrection factors are applied to the expression for thenominal capacity in clause 7.9.1.2 for net section fractureat the connection, because the non-unif orm distributionof force is local to the connection. The correction factor isnot applied to the equation for gross-section yielding inclause 7.9.1.2, in recognition of the fact that the non-uniformities decrease with distance from the connectionand are further reduced by redistribution after yielding.

K7.9.3 TENSION MEMBER WITH TWO OR MORE MAIN COMPONENTS

K7.9.3.1 General

The provisions are intended to prevent tearingthrough at the end of the eye-bar and dishing of the plate aroundthe pin. The requirements are empirically based andderive from BS 5950, Part 1 and successful pastpractice.



K7.9.2 PENYEBARAN GAYA

K7.9.2.1 Hubungan Ujung yangMengadakan Penyebaran GayaMerata

Bila hubungan dibuat dengan baut atau las untuk semuaelemen unsur penampang melintang, unsur dapatdianggap mempunyai pembagian tegangan merata padapenampang melintang, dan faktor koreksi k, diambilsebesar 1.0. Pasal menspesifikasi bahwa persyaratanhubungan akhir beriaku untuk anggapan tersebut.Perilaku jenis unsur tersebut dibahas dalam Pustaka 2.

K7.9.2.2 Hubungan Ujung yangMengadakan Penyebaran GayaTidak Merata

Bila ujung unsur dihubungkan demikian sehingga tidaksemua elemen penampang unsur ditumpu ke perletakan,maka terjadi tegangan tambahan yang dihasilkan olehperlambatan geser atau eksentrisitas dan harus ikutdiperhitungkan dalam perencanaan. Perilaku unsurdengan jenis hubungan akhir tersebut juga dibahasdalam Pustaka 2. Berbagai cara untuk penyesuaianempirik dari pengaruh diatas telah diselidiki, danpenggunaan faktor koreksi sederhana k, yang diberikandalam Tabel 7.14 disarankan cukup tepat menurutPustaka 2. Faktor koreksi tersebut digunakan dalamrumus kapasitas nominal dalam pasal 7.9.1.2. untuk patahan penampang bersih pada hubungan, karenapenyebaran gaya tidak merata adalah setempat terhadap hubungan. Faktor koreksi tidak digunakan padarumus pelelehan penampang penuh dalam pasal 7.9.1.2,mengingat fakta bahwa ketidakrataan berkurang denganjarak terhadap hubungan dan lebih lanjut dikurangi olehpenyebaran ulang setelah pelelehan.

K7.9.3 UNSUR TARIK DENGAN DUAATAU LEBIH KOMPONEN UTAMA

K7.9.3.1 Umum

Persyaratan dimaksud untuk mencegah tersobeknyaujung batang -mata dan keausan pelat keliling pen.Persyaratan berdasarkan percobaan dan diturunkan dariBS 5950, Part 1 serta pengalaman berhasil yang lalu.

K7 - 47

K7.9.3.2 Design Forces for Connections

No commentary.

K7.9.3.3 Tension Member Composedfor Two components Back-toBack

No commentary.

K7.9.3.4 Laced Tension Member

No commentary.

K7.9.3.5 Battened Tension Member

No commentary.

K7.9.4 MEMBERS WITH PIN CONNECTIONS

No commentary.

K7.9.3.2 Gaya Rencana untukHubungan


K7.9.3.3 Unsur Tarik yang Tersusununtuk Dua Komponen Sisi-keSisi


K7.9.3.4 Unsur Tarik dengan Ikatan Diagonal


K7.9.3.5 Unsur Tarik yang Dikopel


K7.9.4 UNSUR DENGAN HUBUNGAN PEN


K7 - 48

K7.10 COMBINED AXIAL FORCE AND BENDING

K7.10.1 GENERAL

The members of steel structures are often subjected tosecondary torsional actions in addition to the primaryaxial and bending actions. In the past these actions wereusually ignored, but designers who use three-dimensional analysis programs are becoming moreaware of them. Because the Code provides no guidanceon designing against torsion (and neither do many othersteel design standards around the world), there are noprovisions for designing against combined torsion, axialand bending actions. This subject is discussed further inRef. 3, and in Paragraph K7.10.5.

K7.10.2 DESIGN METHOD

The Limit State design method is specified because of the similar requirement for compression members.

K7.10.3 DESIGN ACTIONS

No commentary.

K7.10.4 SECTION STRENGTH

K7.10.4.1 General

No commentary.

K7.10.4.2 Uniaxial Bending About the Major Principal x -Axis

The nominal section capacity of a member subjected to bending alone is reduced by the presence of axial force.Axial compression and tension both reduce the yieldcapacity of the section, while axial compression alsoreduces the local buckling capacity.

A simple straight line approximation is given for the reduction in the section moment capacity caused by axialforce which can be applied to any type of member cross-section. Substituting the approximation into the designinequality leads to the equivalent formulation.

K7.10 KOMBINASI GAYA AKSIAL DAN LENTUR

K7.10.1 UMUM

Unsur struktur baja sering memikul aksi puntir sekundersebagai tambahan pada aksi-aksi aksial dan lenturutama. Dalam masa lalu aksi tersebut umumnyadiabaikan, tetapi Perencana yang menggunakanprogram analisis tiga dimensi telah mulai menyadari haltersebut. Karena Peraturan tidak menyediakan petunjukuntuk merencanakan terhadap puntir (dan tidak adastandar perencanaan baja lain di dunia yangmembahasnya), tidak terdapat persyaratan untukperencanaan terhadap kombinasi aksi puntir, aksial danlentur. Pokok ini dibahas lebih lanjut dalam Pustaka 3,dan dalam Paragrap K7.10.5.

K7.10.2 CARA PERENCANAAN

Cara rencana keadaan batas telah dispesifikasi karenasyarat serupa untuk unsur tekan.

K7.10.3 AKSI RENCANA


K7.10.4 KEKUATAN PENAMPANG

K7.10.4.1 Umum


K7.10.4.2 Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Utama X

Kapasitas penampang unsur nominal yang hanyamemikul lentur dikurangi oleh terdapatnya gaya aksial.Tekan dan tarik aksial keduanya mengurangi kapasitasleleh penampang, sedang tekan aksial juga mengurangikapasitas tekuk setempat.

Perkiraan garis lurus sederhana diberikan untukpengurangan kapasitas momen penampang yang dapatdigunakan pada tiap jenis penampang unsur. Dengansubstitusi perkiraan kedalam ketidaksamaan rencanadiperoleh rumus ekivalen.

K7 - 49

The approximation is conservative for compact doubly-symmetric I-section members, and so a more accuratealternative is provided.

K7.10.4.3 Uniaxial bending About the Minor Principal y -Axis

This clause is similar to the previous one for bendingabout the x-axis, in that a simple straight lineapproximation for the reduction in the section momentcapacity is given for general use, and also a moreaccurate and economical alternative for compact doubly-symmetric I-section members.

K7.10.4.4 Biaxial Bending

This clause gives a simple a simple linear approximationfor the section capacity of members subjected to biaxialbending about both principal axes, which reduces to theearlier linear approximations for uniaxial bending.

This is often very conservative, and so a more accurateand economical law approximation is permitted forcompact doubly-symmetric members of I-section. Thispower law approximation will be over-ridden by thecorresponding power law approximations for the membercapacity given in Clause 7.10.5.4, except when there is asignificant local reduction in section geometry at a heavily loaded cross-section.

K7.10.5 MEMBER STRENGTH

K7.10.5.1 General

No commentary.

K7.10.5.2 In-Plane Strength ElasticAnalysis

This clause governs the in-plane capacity of memberswhich are bent in one principal plane, and which fail inthat plane. Members which are bent about the majorprincipal x-axis and which do not have sufficient lateralrestraint to prevent buckling out of the plane of bendingmust also be checked for their out-of-plane membercapacity using Clause 7.10.5.3.


No commentary.

Perkiraan adalah konservatif untuk unsur penampang Isimetrik ganda kompak, dan demikian diadakan alternatifyang lebih tepat.

K7.10.4.3 Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Tidak Utama Y

Pasal ini serupa dengan yang sebelumnya untuk lenturterhadap sumbu X, didalam mana perkiraan garis lurussederhana untuk pengurangan kapasitas momenpenampang diberikan untuk penggunaan umum, danjuga alternatif lebih tepat dan ekonomis untukpenampang I simetrik ganda kompak.

K7.10.4.4 Lentur Biaksial

Pasal ini memberikan perkiraan linier sederhana untukkapasitas penampang unsur yang memikul lenturbiaksial terhadap kedua sumbu dasar, yang mengurangisampai perkiraan linier sebelumnya untuk lenturuniaksial.

Ini sering sangat konservatif, dan demikian diijinkanperkiraan sah yang lebih tepat dan ekonomis untukunsur penampang I simetrik ganda kompak. Perkiraansah akan ditindih oleh perkiraan sah yang berkaitanuntuk kapasitas unsur yang diberikan dalam Pasal7.10.5.4, kecuali bila terdapat pengurangan setempatyang berarti dalam geometri penampang padapenampang yang dibebani berat.

K7.10.5 KEKUATAN UNSUR

K7.10.5.1 Umum


K7.10.5.2 Analisis Elastis Kekuatan Dalam Bidang

Pasal ini menentukan kapasitas unsur dalam bidangyang dilentur dalam satu bidang dasar, dan yang runtuhdalam bidang tersebut. Unsur yang dilentur terhadapsumbu dasar X-utama dan yang tidak mempunyai cukuppenahan lateral untuk mencegah tekuk keluar bidanglentur harus diperiksa untk kapasitas unsur diluar bidangdengan menggunakan Pasal 7.10.5.3.



K7 - 50

K7.10.5.2.2 Compression Members

The destabilizing effects of axial compression reduce themember in-plane moment capacity. This clause gives a simple linear approximation for the reduced membercapacity.

This approximation is often conservative, and so a moreaccurate approximation is permitted for compact doubly-symmetric I-section member. The economy produced bythe use of this more accurate approximation instead ofthe linear approximation is most marked for memberswith high moment gradient (high values of m).

The effective length factor K used in this clause todetermine the in-plane compression member capacity Ncis taken as unity for a sway member, because the effects of end restraints which influence member buckling havealready been taken into account, either in amplifying thefirst order moment distribution, or in carrying out a second order analysis.

K7.10.5.2.3 Tension Members

Axial tension does not reduce the member in-planemoment capacity, and so the design of these memberswill be governed by their section capacities, determinedusing Article 7.10.4.

K7.10.5.3 Out-of-Plane Strength

This clause governs the design of members which arebent about the major principal x-axis and fail by bucklinglaterally out of the plane of bending. The in-planecapacity of these members must also be checked usingClause 7.10.5.2. Members which are bent about theminor principal y-axis do not normally fail by buckling outof the plane of bending unless there are transverse loadsacting far above the critical flange, and their design is rarely governed by this clause


The destabilizing effects of axial compression reduce themember lateral buckling moment capacity Mbx. thisclause gives a simple linear approximation for thereduced member capacity which uses the out-ofplanecompression member capacity Ncy.

This approximation is often conservative, and so a moreaccurate approximation is permitted for compact doubly-symmetric 1 -section members. The economy producedby the use of this instead of the linear approximation is most marked for members with high moment gradient(high values of m).

K7.10.5.2.2 Unsur Tekan

Pengaruh destabilisasi dari tekan aksial mengurangikapasitas momen unsur dalam bidang. Pasal inimemberikan perkiraan linier sederhana untuk kapasitasunsur yang terkurangi.

Perkiraan ini sering konservatif, dan demikian perkiraanlebih tepat diijinkan untuk unsur penampang I simetrik ganda kompak. Penghematan yang dihasilkan olehpenggunaan perkiraan lebih tepat tersebut sebagaialternatif dari perkiraan linier terutama berarti pada unsurdengan gradien momen tinggi (nilai m tinggi).

Faktor panjang efektif K yang digunakan dalam pasal iniuntuk menentukan kapasitas unsur tekan dalam bidangNc diambil sebagai satu untuk unsur tidak terikat, karenapengaruh penahan ujung terhadap tekuk unsur telahdiperhitungkan, dengan amplifikasi pada pembagianmomen tingkat pertama atau dalam melakukan analisistingkat kedua.

K7.10.5.2.3 Unsur Tarik

Tarik aksial tidak mengurangi kapasitas momen unsurdalam bidang dan demikian perencanaan unsur tersebutditetapkan oleh kapasitas penampangnya, yangditentukan dengan menggunakan Artikel 7.10.4.

K7.10.5.3 Kekuatan Diluar Bidang

Pasal ini menentukan perencanaan unsur yang dilenturterhadap sumbu dasar X-utama dan runtuh denganmenekuk lateral diluar bidang lentur. Kapasitas unsurdalam bidang tersebut harus juga diperiksa denganmenggunakan Pasal 7.10.5.2. Unsur yang dilenturterhadap sumbu dasar Y-tidak utama umumnya tidakruntuh oleh tekuk diluar bidang lentur kecuali terdapatbeban melintang yang bekerja jauh diatas flens kritik, dan perencanaannya jarang ditentukan oleh pasal ini.


Pengaruh destabilisasi dari tekan aksial mengurangikapasitas tekuk lateral unsur Mb%. Pasal ini memberikanperkiraan linier sederhana untuk kapasitas unsurterkurangi yang menggunakan kapasitas unsur tekandiluar bidang Ncy.

Perkiraan tersebut sering konservatif, dan demikian perkiraan lebih tepat diijinkan untuk unsur penampang I simetrik ganda kompak. Penghematan yang dihasilkanoleh penggunaan ini sebagai alternatif dari perkiraanlinier terutama berarti untuk unsur dengan gradienmomen tinggi (nilai m tinggi).

K7 - 51


Axial tension increases the member lateral bucklingmoment capacity Mbx. This clause gives a simple linearapproximation for the increased moment capacity whichis conservative for small to moderate axial tensions. Thedesign of members with high axial tensions will begoverned by the section capacity requirements of Clause7.10.5.2.

K7.10.5.4 Biaxial Bending Strength


This clause gives a power law approximation for thebiaxial bending capacities of members with axialcompression. For the term Mcx associated with bendingabout the major principal x-axis, the lesser of the in-planemember capacity Mix and the out-ofplane membercapacity Mox is used, while for the term associated withbending about the minor principal y-axis, the in-planecapacity Miy is used.

The power law inequality can be conservativelyapproximated by a linear relationship obtained by settingthe index equal to 1.0, but often at the expense ofsignificant economy.


This clause gives a power law approximation for thebiaxial bending capacities of members with axial tension,which is similar to that of the previous clause formembers with axial compression, except that the termMtx associated with bending about the major principal x-axis is taken as the lower of the inplane reduced sectioncapacity Mrx and the out-ofplane member capacity Mox.

The power law inequality can again be conservativelyapproximated by a linear relationship obtained by settingthe index equal to 1.0, but often at the expense ofsignificant economy.

K7.10.5.5 Eccentrically Loaded DoubleBolted or Welded Single Angles in Trusses

This clause provides a special design method for singleangle web compression members in trusses which areconnected by at least two bolts or welded at each endand loaded through one leg (eccentrically connectedsingle angle tension members may be designed usingClause 7.3.2(a)). The method is an adaptation to limitstates design of the working stress method proposed inRef.2.


Tarik aksial meningkatkan kapasitas momen tekuk lateralunsur Mbx. Pasal ini memberikan perkiraan liniersederhana untuk kapasitas momen meningkat yangkonservatif untuk tank aksial kecil sampai sedang.Perencanaan unsur dengan tank aksial tinggi akanditentukan oleh persyaratan kapasitas penampang dariPasal 7.10.5.2.

K7.10.5.4 Kekuatan Lentur Biaksial


Pasal ini memberikan perkiraan sah untuk kapasitaslentur biaksial unsur dengan tekan aksial. Untuk bagianMcx yang berkaitan dengan lentur terhadap sumbu dasarX-utama, nilai terkecil dari kapasitas unsur dalam bidangMix dan kapasitas unsur diluar bidang Mox digunakan,sedang untuk bagian berkaitan dengan lentur terhadapsumbu dasar Ytidak utama, kapasitas dalam bidang Mi,, yang digunakan.

Ketidaksamaan sah dapat diperkirakan secarakonservatif dengan hubungan linier yang diperolehdengan menetapkan indeks sama dengan 1.0, tetapisering mengorbankan segi ekonomisnya.


Pasal ini memberikan perkiraan sah untuk kapasitaslentur biaksial unsur dengan tank aksial, yang serupadengan pasal sebelumnya untuk unsur dengan tekanaksial, kecuali bahwa bagian Mtx yang berkaitan denganlentur terhadap sumbu dasar X-utama diambil sebagainilai terkecil dari kapasitas penampang terkurangi dalambidang Mrx dan kapasitas unsur diluar bidang Mox.

Ketidaksamaan sah dapat pula menjadi perkiraankonservatif oleh hubungan linier yang diperoleh denganmenetapkan indeks sama dengan 1.0, tetapi seringmengorbankan segi ekonomisnya.

K7.10.5.5 Profil Siku Tunggal Dibaut Rangkap atau Dilas yangDibebani Eksentris dalam Rangka

Pasal ini menyediakan cara perencanaan khusus untukunsur tekan siku tunggal dalam rangka yangdihubungkan dengan paling sedikit dua baut atau dilaspada tiap ujung serta dibebani melalui satu kaki (unsurtarik siku tunggal yang dihubungkan eksentris dapatdirencanakan dengan menggunakan Pasal 7.3.2.(a)).Cara tersebut diambil dari perencanaan keadaan batasdari cara tegangan kerja yang disarankan dalam Pustaka2.

K7 - 52

The behaviour of a single angle web compressionmember is complicated by the eccentricity effect causedat its connection with a web tension member to the truss chord. First of all, the eccentricity is greater when thetension member is connected to the opposite side of the cord than when connected to the same side as thecompression member, as indicated in Figure 7.13.Secondly, the eccentricity causes bending perpendiculartot he plane of the truss, and at an angle to the weakerprincipal plane of the angle compression member, inwhich buckling tends to occur.

The method proposed in Ref. 2 provides a way ofcombining the effects of buckling in the minor principalplane with that of bending perpendicular to the plane ofthe truss caused by the eccentricity. The method uses amodified interaction equation for failure in the planeperpendicular to the truss. Thus the member capacityinteraction equation is expressed in terms of the ration of the design compression force N* to the design

compression capacity K NRS ch for buckling out of the

plane of the truss, and the ratio of the design bending

moment M * acting out of the plane of the truss to the

corresponding design bending capacity K N

h

RS bx Msh/Msx.

This member capacity is obtained by multiplying the

design member capacity K NRS b for bending about the

major (x) principal axis by the ratio of the nominal sectioncapacities for bending about the axis (h) parallel to theloaded leg (Msh) and for bending about the major (x)principal axis (Msx). The nominal section capacity Msh is obtained by using a linear equation for the interactionbetween the principal axis section capacities Msx andMsy, and is expressed as a function of the angle abetween the x-and h-axes.

For an equal leg angle whose length-thickness ratio L/t isless than the stated limit, lateral buckling effects may beignored, and the member capacity Mbx may be taken asthe section capacity. For other equal leg angles, a simpleapproximation is given for the elastic buckling momentMo which can then be used in Clause 5.6.1.1. to obtainthe member buckling capacity Mbx.

K7.10.6 TORSION

K7.10.6.1 General

There are no rules given in the Code for designingagainst torsion, which reflects a similar situation in most overseas steel design codes. In the past, torsion wasprobably ignored because it was thought to occur onlyrarely, and when it did, it ws considered to beunimportant.

The difficulties of predicting torsional effects and ofproviding recommendations for designing against torsionhave also probably discouraged attempts to providedesign guidance. At the same time, the

Perilaku unsur tekan siku tunggal adalah rumit karenapengaruh eksentris yang disebabkan di hubungannyadengan unsur tarik badan pada batang rangka. Pertama, eksentrisitas lebih besar bila unsur tarik dihubungkanpada sisi berlawanan dari batang dibanding biladihubungkan pada sisi sama seperti unsur tekan, sepertidalam Gambar 7.13. Kedua, eksentrisitas menyebabkanlenturan tegak lurus pada bidang rangka, dan bersudutterhadap bidang dasar Iebih lemah dari bidang dasarunsur tekan siku, dalam mana tekuk cenderung terjadi.

Cara yang disarankan dalam Pustaka 2 menyediakancara kombinasi pengaruh tekuk dalam bidang dasar tidakutama dengan pengaruh lenturan tegak lurus bidangrangka yang disebabkan oleh eksentrisitas. Caratersebut menggunakan modifikasi rumus interaksi untukkeruntuhan dalam bidang tegak lurus pada rangka. Jadirumus kapasitas interaksi unsur dinyatakan dalambesaran rasio gaya tekan rencana N* terhadap kapasitas

tekan rencana K NRS ch untuk tekuk diluar bidang rangka,

dan rasio momen lentur rencana M * yang bekerja diluarbidang rangka terhadap kapasitas rencana berkaitan

K N

h

RS bx Msh/Msx. Kapasitas unsur ini diperoleh dengan

mengalikan kapasitas unsur rencana K NRS b, untuk lentur

terhadap sumbu dasar X-utama dengan rasio kapasitaspenampang nominal untuk lentur terhadap sumbu sejajar(h) terhadap kaki terbebani (Msh) dan lentur terhadapsumbu dasar X-utama (Msx). Kapasitas nominalpenampng Msh diperoleh dengan menggunakan rumuslinier untuk interaksi antara kapasitas penampang sumbudasar Msx dan Msy, dan dinyatakan sebagai fungsi suduta antara sumbu X dan h.

Untuk siku berkaki sama dengan rasio panjangketebalanL/t kurang dari batas yang ditentukan, pengaruh tekuklateral boleh diabaikan, dan kapasitas unsur Mbx dapatdiambil sebagai kapasitas penampang untuk siku berkakisama lain, perkiraan sederhana diberikan untuk momentekuk elastis Mo yang kemudian dapat digunakan dalamPasal 5.6.1.1 untuk memperoleh kapasitas tekuk unsur Mbx.

K7.10.6 PUNTIR

K7.10.6.1 Umum

Tidak ada aturan dalam Peraturan untuk perencanaanterhadap puntir, yang mencerminkan keadaan serupadalam Tata Cara perencanaan baja diluar negeri. Dalammasa lalu puntir mungkin diabaikan karena dianggapjarang terjadi, dan bila ada, dipertimbangkan sebagaikurang penting.

Kesulitan dalam perkiraan pengaruh puntir danpengadaan saran untuk perencanaan terhadap puntirmungkin telah melemahkan usaha untuk mengadakanpetunjuk perencanaan. Pada waktu

K7 - 53

incentive that would be provided by a significant numberof failures which could be attribute to torsion has beenmissing.

However, the growing use of three dimensional computeranalysis programs has made many designers aware ofthe presence of torsional effects in their structures, andhas led them to ask about their significance and how todesign for them. In addition, there may be circumstanceswhen designers would wish to transfer loads by primarytorsion actions, but have been prevented from doing soby the lack of information on how to predict and designfor torsion effects in steel structures.

This paragraph briefly discusses the occurrence andsignificance of torsion in steel structures, and makessuggestions for the analysis of and design againsttorsion. It should be read in conjunction with a textbookwhich covers this subject, such as Ref. 3.

K7.10.6.2 Occurrence

Torsion may occur as pure torsion, or in combination withother actions, such as bending. Pure torsion, for whichonly torsion is present and there are no other actions,occurs very rarely in steel structures. When it doesoccur, it is likely to be of little or no significance, as in thecase of secondary torsion of otherwise unloadedmembers. An example of this type of torsion occurswhen differential rotations of the joints of primary framescause corresponding (compatible) twisting of unloadedbracing members which are perpendicular to the primaryframe.

Most commonly, torsion occurs in combination withbending actions. The torsion actions may be classified asprimary or secondary, depending on whether the torsionaction is required to transfer the load (primary torsion), orwhether it arises as a secondary action, as in the case oftwist rotations compatible with the joint rotations in primary frames. For example, the use of three-dimensional analysis programs commonly leads to theprediction of small torques in the minor members runningbetween the main frames. These secondary torques arenot unlike the secondary bending moments predicted in rigid-jointed trusses, but usually ignored in the design of the members (a procedure justified by many years ofsatisfactory experience based on the long-standingpractice of analyzing trusses as if pin-jointed). Secondarytorques are usually small when there are alternative loadpaths of high stiffness, such as those through the planesof shear walls and floors, in which case they may beignored.

Primary torsion actions may be classified as beingrestrained, free, or destabilizing. For restrained torsion,the member applying the torsion action also applies arestraining action to the member resisting the torsion. In this case, the structure is redundant,

sama, keterangan yang dapat diadakan oleh jumlahkeruntuhan yang mungkin terjadi akibat puntir tidaktersedia.

Bagaimanapun, penggunaan berkembang dari programkomputer tiga dimensi telah membuat banyak Perencanasadar akan adanya pengaruh puntir dalam struktur mereka, dan telah membuat mereka bertanya mengenaikepentingannya dan cara perencanaannya. Sebagaitambahan, mungkin terdapat keadaan dimanaPerencana ingin menyalurkan gaya oleh aksi puntirutama, tetapi telah dicegah untuk melaksanakannyakarena kekurangan keterangan untuk cara perkiraan danperencanaan pengaruh puntir dalam struktur baja.

Paragrap ini secara singkat membahas terjadinya sertakepentingan puntir dalam struktur baja, dan membuatsaran analisis dan perencanaan terhadap puntir. Iniharus dibaca bersama dengan buku yang mencakuppokok ini seperti Pustaka 3.

K7.10.6.2 Terjadinya

Puntir dapat terjadi sebagai puntir murni, atau dalamkombinasi dengan aksi lain, seperti lentur. Puntir murni,dimana hanya terdapat puntir dan tidak ada aksi lain,sangat jarang terjadi dalam struktur baja. Bila ini terjadi,umumnya tidak berarti, seperti dalam hal puntir sekunderpada unsur yang bebas beban. Contoh jenis puntirtersebut terjadi bila perbedaan puntir antara titik pertemuan rangka utama menyebabkan puntir (terjadi,bersama) pada unsur ikatan yang bebas beban yangberada tegak lurus pada rangka utama.

Paling umum, puntir terjadi dalam kombinasi aksi lentur.Aksi puntir dapat diklasifikasi sebagai utama atausekunder, tergantung apakah aksi puntir diperlukanuntuk menyalurkan beban (puntir utama), atau apakah iatimbul sebagai aksi sekunder, seperti dalam hal rotasipuntir yang terjadi bersama dengan rotasi titik pertemuandalam rangka utama. Sebagai contoh, penggunaanprogram analisis tiga dimensi umumnya menuju padaperkiraan puntiran kecil dalam unsur sekunder yangberada antara rangka utama. Puntiran sekunder tersebutbukan tidak serupa momen lentur sekunder yangdiperkirakan dalam rangka dengan titik pertemuan kaku,tetapi umumnya diabaikan dalam perencanaan unsur(cara yang dibenarkan oleh pengalaman berhasil selamabertahun-tahun berdasarkan praktek analisis rangkadengan hubungan pen). Puntiran sekunder umumnyakecil bila tidak terdapat lintasan beban alternatif dengankekakuan tinggi, seperti yang melalui bidang dindinggeser dan lantai, dalam hal mana mereka bolehdiabaikan.

Aksi puntir utama dapat diklasifikasi sebagai tertahan,bebas, atau destabilisasi. Untuk puntir tertahan, unsuryang mengerjakan aksi puntir juga mengerjakan aksipenahan pada unsur yang menahan puntir. Dalam halini, struktur tidak aktif,

K7 - 54

and compatibility between the members must be satisfied in the analysis if the magnitudes of the torquesand other actions are to be determined correctly.

Free torsion occurs when the member applying thetorsion does not restrain the twisting of the torsionmember, but does prevent its lateral deflection and anydestabilizing actions between the torsion action and thebending actions on the torsion member.

Destabilizing torsion may occur when the memberapplying the torsion action does not restrain either thetwisting or the lateral deflection of the torsion member. Inthis case, buckling actions caused by the in-planeloading of the torsion member amplify the torsion andout-of-plane bending actions.

K7.10.6.3 Types of Pure Torsion

K7.10.6.3.1 Uniform Torsion

In uniform torsion, there is no warping torque present,either because the rate of change of the twist rotationalong the member is constant (which happensinfrequently), or else because the warping sectionconstant is negligibly small (as in the case of angles,tees, cruciforms, and hollow sections).

In open sections, the uniform torque is the resultant ofcomponents arising from shear stresses which varyalmost linearly across the thickness of the section wall,and have lever arms of the order of the wall thickness.These small lever arms are responsible for thecomparatively high shear stresses and the comparativelylow torsional stiffness.

In closed sections, the uniform toque is the resultant of shear stresses which are almost constant across thethickness of the section wall, and which have lever arms of the order of the section width or depth. Because of these large lever arms, the shear stresses arecomparatively small and the torsional stiffness is usuallyvery high.

K7.10.6.3.2 Warping Torsion

In warping torsion, there is no significant uniform torquepresent because the torsion section constant is negligiblysmall (as it is for very thin-walled open sections).

In the warping torsion of open section members withparallel flanges, the torque is resisted by equal andopposite flange shears which arise from differentialbending of the flanges, and which have a lever arm equalto the distance between the flanges. Because of this large lever arm, the shear stresses are comparativelysmall. However, the complementary (warping) normalstresses resulting from flange bending are usually quitesignificant, and

dan kerjasama antara unsur harus dipenuhi dalamanalisis bila besaran puntiran dan aksi lain akanditentukan secara tepat.

Puntir bebas terjadi bila unsur yang mengerjakan puntirtidak menahan terpuntirnya unsur puntir, tetapimencegah lendutan lateralnya dan setiap aksidestabilisasi antara aksi puntir dan aksi lentur padaunsur puntir.

Puntir destabilisasi dapat terjadi bila unsur yangmengerjakan aksi puntir tidak menahan terpuntirnya ataulendutan lateral dari unsur puntir. Dalam hal ini, aksitekuk yang disebabkan oleh pembebanan dalam bidangunsur puntir membesarkan puntir dan aksi lentur diluarbidang.

K7.10.6.3 Jenis Puntir Murni

K7.10.6.3.1 Puntir Merata

Pada puntir nerata, tidak terdapat puntiran melentur,karena laju perubahan rotasi puntir sepanjang unsuradalah tetap (yang tidak sering terjadi), atau karenakonstanta pelenturan penampang adalah kecil dandiabaikan (seperti dalam hal siku, T, salib danpenampang berongga).

Pada penampang terbuka, puntiran merata adalahresultanta komponen yang timbul dari tegangan geseryang bervariasi hampir linier melalui ketebalan dindingpenampang, dan mempunyai lengan dalam sekitar tebaldinding. Lengan dalam yang kecil adalah yangmenyebabkan perbandingan tegangan geser tinggi danperbandingan kekakuan puntir rendah.

Pada penampang tertutup, puntiran merata adalahresultanta dari tegangan geser yang hampir tetap melaluiketebalan dinding penampang, dan yang mempunyailengan dalam sekitar lebar atau tinggi penampang.Karena lengan dalam besar tersebut, perbandinagntegangan geser adalah kecil dan kekakuan puntirumumnya sangat tinngi.

K7.10.6.3.2 Puntir Melentur

Pada puntir melentur, tidak terdapat puntiran meratayang berarti karena konstanta puntir penampang sangatkecil (seperti untuk penampang terbuka berdindingsangat tipis).

Pada puntir melentur dari unsur penampang terbukadengan flens sejajar, puntiran ditahan oleh geser flenssama dan berlawanan yang disebabkan oleh perbedaanlenturan flens, dan yang mempunyai lengan dalam samadengan jarak antara flens. Karena lengan dalam besartersebut, tegangan geser adalah relatif kecil.Bagaimanapun, tegangan normal tambahan (melentur)yang dihasilkan oleh lenturan flens umumnya cukupbesar, dan tidak boleh

K7 - 55

should not be ignored.

In some open section members, all the plate elements ofthe cross-section meet at a common point (as in the caseof angles, tees, cruciforms and narrow rectangularsections), so that there can be no torque resultant of anywarping shear stresses in the elements. In such a case,the warping torque is negligibly small, and all the torquemust be resisted by the uniform torque.

The warping torsion of closed section members is oftenignored because the uniform torsional stiffness is veryhigh.

K7.10.6.3.3 Non-uniform Torsion

In non-uniform torsion, both uniform and warping torsionare present, and the applied torque is resisted by acombination of these two torque components. Nonuniform torsion is the general case for open sectionmembers, and particularly so for hot-rolled and weldedmembers with parallel flanges, such as I-section andchannels.

K7.10.6.4 Analysis of Torsion

K7.10.6.4.1 Pure Torsion

i. Section properties

The analytical determination of the uniform torsion section constant J and the warping torsion constant Iw is discussed in Ref. 3. Computer methods of sectionanalysis are given in Refs 8 and 9. Summaries of equations for these properties are given in Refs 10-12.

ii. Member analysis

The distributions of the uniform and warping torquesalong both determinate and statically indeterminatemembers may be determined by the analytical methodsgiven in Ref. 3, or by the computer method given inRef.13. Solutions for a number of loading cases aregiven in Ref. 10.

iii. Section stress distribution

The stresses caused by the uniform and warping torquesacting on a member crosssection may be determined bythe analytical methods given in Ref. 3 or by the computermethod given in Refs 8 and 9. Summaries of the stressdistributions are given in Refs 10 and 11.

diabaikan.

Pada beberapa unsur penampang terbuka, semuaelemen pelat penampang melintang bertemu pada titikumum (seperti dalam kasus siku, T, salib danpenampang persegi sempit), sehingga tidak dapat terjadiresultanta puntiran dari tegangan geser melentur dalamelemen. Dalam hal demikian, puntiran melentur adalahsangat kecil, dan semua puntiran harus ditahan olehpuntiran merata.

Puntiran melentur dari unsur penampang tertutup seringdiabaikan karena kekakuan puntir merata adalah sangattinggi.

K7.10.6.3.3 PuntirTidak Merata

Pada puntir tidak merata, terdapat puntir merata danmelentur, dan puntiran yang bekerja tertahan olehkombinasi dua komponen puntiran tersebut. Puntirantidak merata adalah kasus umum untuk unsurpenampang terbuka, dan khususnya juga untuk unsuryang dicanai panas atau unsur yang dilas dengan flenssejajar, seperti penampang I dan kanal.

K7.10.6.4 Analisis Puntir

K7.10.6.4.1 Puntir Murni

i. Besaran penampang

Penentuan analitik dari konstanta puntir meratapenampang J dan konstanta puntir melentur Iw dibahasdalam Pustaka 3. Cara komputer dari analisispenampang diberikan dalam Pustaka 8 dan 9.Ringkasan rumus untuk besaran tersebut diberikandalam Pustaka 10-12.

ii. Analisis unsur

Penyebaran puntiran merata dan melentur sepanjangunsur statik tertentu dan tidak tertentu dapat ditentukandengan cara analitik yang diberikan dalam Pustaka 3,atau dengan cara komputer yang diberikan dalamPustaka 13. Solusi untuk beberapa kasus pembebanandiberikan dalam Pustaka 10.

iii. Penyebaran tegangan penampang

Tegangan yang disebabkan oleh puntiran merata danmelentur yang bekerja pada penampang melintang unsurdapat ditentukan dengan cara analitik yang diberikandalam Pustaka 3 atau dengan cara komputer yangdiberikan dalam Pustaka 8 dan 9. Ringkasanpenyebaran tegangan diberikan dalam Pustaka 10 dan11.

K7 - 56

K7.10.6.4.2 Combined Bending and Torsion

i. First-order elastic analysis

The first-order analysis of combined bending and torsionmay be accomplished by the superposition of the resultsof first-order analyses of the separate effects of bendingand of torsion. Thus the deformations and the stressesare obtained by appropriate additions of the valuesobtained from the separate analyses.

ii. Approximate second-order analysis

The first-order method of elastic analysis discussedabove superposes the results of independent analyses ofbending and torsion. It therefore ignores any second-order components which arise from products of the first-order actions with the deflections or twists, such as themoment Mx which is the minor axis component of themajor axis moment Mx and which results from the twistrotation of the member.

One simple approximate method of second orderanalysis of combined bending and torsion is to add the term Mx to any first-order minor axis moment My. Othersecond-order components which should be consideredinclude the major axis component Mx , and the torquecomponents Mxu and Myv. This approximate method is ofreasonable accuracy while the major axis moment Mx is small compared with the flexural-torsional bucklingmoment at which the member becomes laterallyunstable. When this is not the case, then theamplification method discussed in the next section willprovide more accurate estimates of the second-ordereffects.

iii. Amplification of the first-order effects

When the major axis moment Mx is not small comparedwith the flexural-torsional buckling moment at which the member becomes laterally unstable, then the first-orderminor axis deflections and the twists are amplified. Theseamplified deformations may be approximated bymultiplying the first-order values by the amplificationfactor 1 (1-Mx/Mc), in which Mc is the elastic lateralbuckling moment. Similarly, the second-order minor axisbending moments and torques may be approximated bymultiplying the first-order values by the sameamplification factor.

K7.10.6.4.2 Kombinasi Lentur Dan Puntir

i. Analisis elastis tingkat pertama

Analisis tigkat pertama dari kombinasi lentur dan puntirdapat dilakukan dengan superposisi hasil analisis tingkatpertama dari pengaruh terpisah dari lentur dan puntir.Jadi perubahan bentuk dan tegangan diperoleh denganpertambahan nilai sesuai dari nilai yang diperolehdengan analisis terpisah.

ii. Analisis pendekatan tingkat kedua

Cara analisis elastis tingkat pertama yang dibahas diatasmempertambahkan hasil analisis terpisah dari lentur danpuntir. Dengan demikian diabaikan tiap komponentingkat kedua yang terjadi dari perkalian aksi tingkatpertama dengan lendutan atau puntir, seperti momenMx yang merupakan komponen sumbu tidak utama darimomen sumbu utama Mx dan yang dihasilkan oleh rotasi puntir dari unsur.

Salah satu cara perkiraan sederhana dari analisis tingkatkedua untuk kombinasi lentur dan puntir adalah denganmenambah besaran Mx pada tiap momen sumbu tidakutama tingkat pertama My. Komponen tingkat kedua lainyang harus dipertimbangkan mencakup komponensumbu utama Mx dan komponen puntiran M%u danMyv. Cara perkiraan ini adalah cukup tepat karenamomen sumbu utama Mx adalah kecil dibanding momentekuk puntir-lentur padamana unsur menjadi tidak stabildalam arah lateral. Bila ini bukan kasusnya, maka caraamplifikasi yang dibahas dalam bagian berikut akanmenyediakan perkiraan lebih tepat untuk pengaruhtingkat kedua.

iii. Amplifikasi pengaruh tingkat pertama

Bila momen sumbu utama Mx tidak kecil dibandingmomen tekuk puntir-lentur padamana unsur menjaditidak .stabil dalam arah lateral, maka lendutan sumbutidak utama dan puntir tingkat pertama mengalamiamplifikasi. Perubahan bentuk yang diamplifikasitersebut dapat diperkirakan dengan mengalikan nilaitingkat pertama dengan faktor amplifikasi 1 (1-Mx/Mc),,dimana Mc adalah momen tekuk elastis lateral. Dengancara sama, momen lentur dalam sumbu tidak utama danpuntir tingkat kedua dapat diperkirakan denganmengalikan nilai tingkat pertama dengan faktoramplifikasi yang sama.

K7 - 57

K7.10.6.5 Design for Torsion

K7.10.6.5.1 Pure Torsion

i. Uniform torsion

When the only action is that of uniform torsion, thedesign of an open section member is likely to begoverned by deformation considerations, since the twistrotations are likely to be large. For strength design, a conservative method is to limit the maximum shearstress T*

u predicted by elastic analysis under the design

loads to K (0.6 fRS y) with K = 0.9. This method is likely

to be oversafe for compact 1-sections, which have plasticshape factors equal to 1.5. For compact 1-sections, it istherefore suggested that the 0.6 factor above beincreased by 25% to 0.75.

RS

When the member is of closed section, the twist rotationsare likely to be small. For strength design, it is suggested

that the maximum shear stress T*u predicted by elastic

analysis under the design loads should be limited to

K (0.6 fRS y) for compact sections. For slender sections,

significant distortions of the cross-section may occur, and the effects of these should be allowed for in the analysisof the member. Designing for distortion is beyond thescope of the Code.

ii. Warping torsion

When only action is that of warping torsion, the strengthdesign of an open section member is usually governed

by the warping normal stresses f *w developed by

differential flange bending, since these are usually much

larger than the warping shear stresses T * A conservative method of strength design is to limit the

warping normal stresses f * predicted by elastic analysis

under the design loads to K f

w

w

RS y with K = 0.9. This

method is likely to be over-safe for the flanges of compact I-sections which have plastic shape factors equal to 1.5. For compact I-sections, it is thereforesuggested that f

RS

y be increased by 25% to 1.25 fy.

iii. Non-uniform torsion

In non-uniform torsion, there are usually significant shear

stresses T*u arising from the uniform torque and

significant normal stresses f*u arising from the warping

torque. However the maximum values of these usuallyoccur at different cross-sections along the member, andat different locations in the cross-section. Because of this , it is often sufficient to ignore any interaction betweenthe shear and normal stresses and to design separatelyfor these

K7.10.6.5 Rencana Puntir

K7.10.6.5.1 Puntir Murni

i. Puntir merata

Bila aksi hanya dari puntir merata, perencanaan unsurpenampang terbuka umumnya ditentukan olehpertimbangan perubahan bentuk, karena rotasi puntir 0umumnya besar. Untuk perencanaan kekuatan, carakonservatif adalah membatasi tegangan geser

maksimum T*u yang diperkirakan oleh analisis elastis

untuk beban rencana pada K (0.6 fRS y) dengan K = 0.9.

Cara ini rupanya terlalu aman untuk penampang I kompak, yang mempunyai faktor bentuk plastis samadengan 1.5. Untuk penampang I kompak, disarankanbahwa faktor 0.6 tersebut dinaikan 25% sampai 0.75.

RS

Bila unsur adalah penampang tertutup, rotasi puntirumumnya kecil. Untuk perencanaan kekuatan,

disarankan agar tegangan geser maksimum T *u yang

diperkirakan dengan analisis elastis untuk beban

rencana harus dibatasi pada K (0.6 fRS y) untuk

penampang kompak. Untuk penampang langsing,gangguan cukup besar dari penampang melentur dapatterjadi, dan pengaruhnya harus diijinkan dalam analisisunsur. Perencanaan untuk gangguan perubahan bentukadalah diluar lingkup Peraturan.

ii. Puntir melentur

Bila aksi hanya dari puntir melentur, perencanaankekuatan unsur penampang terbuka umumnya

ditentukan oleh tegangan normal melentur f * yangdikembangkan oleh perbedaan lenturan flens, karena iniumumnya jauh lebih besar dari tegangan geser melentur

T * Cara konservatif untuk perencanaan kekuatan

adalah membatasi tegangan normal melentur f * yangdiperkirakan dengan analisis elastis untuk beban

rencana pada K f

w

w

w

RS y dengan K = 0.9. Cara ini rupanya

terlalu aman untuk flens penampang I kompak yangmempunyai faktor bentuk plastis sama dengan 1.5.Untuk penampang I kompak, disarankan bahwa f

RS

y,dinaikan 25% sampai 1.25 fy.

iii. Puntir tidak merataPada puntir tidak merata, umumnya terdapat tegangan

geser cukup besar T*u akibat puntiran merata dan

tegangan normal cukup besar f*u akibat puntiran

melentur. Bagaimanapun nilai maksimum dari yangtersebut umumnya terjadi pada potongan berbedasepanjang unsur dan pada lokasi berbeda dalampenampang melintang. Karena hal tersebut, seringmemadai untuk mengabaikan tiap interaksi antarategangan geser dan normal dan untuk

K7 - 58

using the methods suggested above.

When it is found that there are significant stresses ofboth kinds occurring at the same point, then a circular

interaction curve of the type (f *w 1.25 K fR

S y) +

(T *u /0.75K fR

S y)2 1.0 might be used for compact I-section members. For other members, this should be

replaced by (f *w K fR

S y)2 1.0

K7.10.6.5.2 Combine Bending and Torsion

For the strength design of members subjected tocombined bending and torsion, the occurrence ofcoincident normal stresses due to bending and warpingmay be allowed for by replacing the design moment M*

at the section by an equivalent moment M = M* + (f *w

M

*c

/1.25 fy) for compact I-section members, and byreducing the value of 1.25 to 1.0 for other members.similarly, the occurrence of coincident shear stresses due to uniform torsion and bending may be allowed for by replacing the design shear V* on the cross-section

element by an equivalent shear V * = V* + (T Vc*u w/0.75 fy)

for compact 1-section members, and by reducing thevalue of 0.75 to 0.6 for other members.

merencanakan secara terpisah untuk tegangantegangantersebut dengan menggunakan cara yang disarankandiatas.

Bila diketemukan bahwa terdapat tegangan cukup besardari kedua jenis yang terjadi pada titik sama, maka

lengkung interaksi melingkar dengan jenis (f * 1.25 K fwRS y)

+ (T *u /0.75K fR

S y)2 1.0 dapat digunakan untuk unsurpenampang I kompak. Untuk unsur lain, ini harus diganti

oleh (f K f*w

RS y)2 1.0.

K7.10.6.5.2 Kombinasi Lentur dan Puntir

Untuk perencanaan kekuatan unsur yang memikulkombinasi lentur dan puntir, terjadinya tegangan normalbersamaan akibat lentur dan pelenturan dapat diijinkandengan mengganti momen lentur M* pada penampang

dengan momen ekivalen M = M* + (f * M*c w /1.25 fy)

untuk unsur penampang I kompak, dan denganmengurangi nilai 1.25 sampai 1.0 untuk unsur lain.Dengan cara sama, teriadinya geser bersamaan akibatlentur dan puntir merata dapat diijinkan denganmengganti geser rencana V* pada elemen penampang

melintang dengan geser ekivalen V = V* + (T *u V*

c w/0.75fy) untuk unsur penampang I kompak, dan menguranginilai 0.75 sampai 0.6 untuk unsur lain.

K7 - 59

K7.11 TRUSSES

The text of Sub-section 7.11 has been taken directly fromPart 3.12 of British Standard BS 5400 "Design of Steel, Concrete and Composite Bridges". That publicationshould be referred to for any explanation or furtherreference.

K7.11 RANGKA

Uraian Bab 7.11 diambil Iangsung dari Bagian 3.12British Standard BS 5400 "Design of Steel, Concrete andComposite Bridges". Publikasi tersebut harus dilihatuntuk setiap penjelasan atau pustaka lebih lanjut.

K7 - 60

K7.12 CONNECTIONS

K7.12.1 GENERAL

K7.12.1.1 Requirements For Connections

The Clause draws the distinction between connectioncomponents and connectors because the strengthreduction factors for each are different (see Table 7.1).Only Clause 7.12.1.10 mentions connection components.It is essential that the connection design be consistentwith the assumptions made in the method of analysisselected from Section 3.

The basic requirement is that the design methoddemonstrate that the connections have the capacities totransmit the design action effects calculated from theanalysis performed.

K7.12.1.2 Classification of Connections

It is important to note that practical connections areneither fully rigid nor fully flexible, and that the onus isplaced on the designer of a connection to ensure that the true behaviour of the connection does not have adeleterious effect on the members of the frame.

K7.12.1.3 Connections in Main Members

The purpose of this clause is to make sure that connections is main members do not move or slip at serviceability loads.

K7.12.1.4 Design of Connections

The Clause nominates the basic requirements that anydesign model for any connection ought to satisfy if themodel is to be acceptable. Not all published designmodels for connections satisfy all of these requirements.

The reference to residual actions due to bolt installationnot requiring consideration refers to tensioned bolts,which introduce local clamping actions in steel framesand may result in some local actions in individualmembers. The resulting actions throughout the framedue to local actions or distortions are not significant norreadily amenable to calculation, and may be ignored.

K7.12 HUBUNGAN

K7.12.1 UMUM

K7.12.1.1 Persyaratan Hubungan

Pasal ini menggambarkan perbedaan antara komponenhubungan dan penghubung karena faktor reduksikekuatan untuk masing-masing adalah berbeda (lihatTabel 7.1). Hanya pasal 7.12.1.10 menyebut komponenhubungan. Penting bahwa perencanaan hubungansesuai dengan anggapan yang diambil dalam caraanalisis terpilih dari Bagian3.

Persyaratan dasar adalah bahwa cara perencanaanmenunjukan bahwa hubungan mempunyai kapasitasuntuk menyalurkan pengaruh aksi rencana yang dihitungdari analisis yang dilakukan.

K7.12.1.2 Klasifikasi Hubungan

Penting untuk memperhatikan bahwa hubungan praktistidak kaku penuh maupun fleksibel penuh, danperencana hubungan bertanggung jawab untukmenjamin bahwa perilaku benar dari hubungan tidakmempunyai pengaruh buruk pada unsur rangka.

K7.12.1.3 Hubungan dalam Unsur Utama

Maksud pasal ini adalah untuk meyakinkan bahwahubungan dalam unsur utama tidak bergerak ataumenggelincir pada beban layan.

K7.12.1.4 Perencanaan Hubungan

Pasal ini menetapkan persyaratan dasar bahwa tiapmodel rencana untuk tiap hubungan harus memenuhibila model dapat disetujui. Tidak semua model rencanahubungan yang dipublikasi memenuhi semuapersyaratan ini.

Aksi sisa akibat pemasangan baut yang tidak perludipertimbangkan menunjuk pada baut tertarik, yangmengadakan aksi kelem setempat dalam rangka bajadan dapat menghasilkan beberapa aksi lokal dalamunsur tersendiri. Aksi yang dihasilkan dalam rangkaakibat aksi lokal atau gangguan perubahan bentukadalah tidak berarti dan tidak langsung terhitung, dandapat diabaikan.

K7 - 61

K7.12.1.5 Minimum Design Actions on Connections

The design actions nominated in the Clause are theactions for the ultimate strength limit state.

The provisions are intended to ensure that, even for a lightly loaded member, each connection has at least aminimum capacity.

The action to be designed for is the greater of thecalculated design action or the minimum specified in (a)to (e), as appropriate. The minimum is generallyexpressed as a factor or times the design capacity for theminimum size of member required by the ultimatestrength limit state. Hence, if a member is increased insize above the minimum size for whatever reason(rationalization of member sizes, slendernessconsideration), it is only necessary to use the designcapacity of the minimum size for the purposes of theClause. For columns which may be subject to largecompressive forces and only minor tensile forces, anysplice has to be designed both for the specified value for the minimum member size required to resist the compression, and for the specified value for the minimummember size required to resist the tension.

The provisions for splices are covered by Items (d) to (e)of the Clause. The provisions, and those for compressionmembers, are to prevent the situation of small spliceelements being used to connect relatively thick plates. In the event of an excessive load, the weak splice elementswill form a potential region of high deformation.

The full member design capacity required as theminimum design action at the end connection of a threaded rod with turnbuckle used as tension membercomes from Ref. 3, which cites experiments where the pretensioning induced by the turnbuckle exceed thenominal yield capacity at the threaded section.

K7.12.1.6 Intersections

The Clause states what is accepted good practice indetailing, and indicates what is to be done if the idealsituation cannot be achieved.

Slight eccentricities between the centroidal axes ofmembers and the centroidal axes of end connectionshave long been ignored as having negligible effect on thestatic strength of members, but it is known that these eccentricities can have deleterious effects on the fatiguestrength (Ref. 18).

Three points should be made

i. Consideration should be given to the

K7.12.1.5 Aksi Rencana Minimum pada Hubungan

Aksi rencana yang ditetapkan dalam pasal adalah aksi untuk keadaan batas kekuatan ultimate.

Persyaratan dimaksud untuk menjamin bahwa, jugauntuk unsur yang dibebani ringan, tiap hubungan palingsedikit mempunyai kapasitas minimum.

Aksi untuk mana direncanakan adalah lebih besar dariaksi rencana terhitung atau nilai minimum yangdispesifikasi dalam (a) sampai (e), yang sesuai. Nilaiminimum umumnya dinyatakan sebagai faktor atau dikalikapasitas rencana untuk ukuran unsur minimum yangdiperlukan oleh keadaan batas kekuatan ultimate. Jadi,bila unsur meningkat dalam ukuran diatas ukuranminimum karena alasan apapun (rasionalisai ukuranunsur, pertimbangan kelangsingan), hanya perlu untuk menggunakan kapasitas rencana dari ukuran minimumuntuk maksud pasal ini. Untuk kolom yang mungkinmemikul gaya tekan besar dan hanya menerima gayatarik kecil, tiap sambungan harus direncanakan untuknilai yang dispesifikasi untuk ukuran unsur minimumyang diperlukan dalam menahan tekanan, dan untuk nilaiyang dispesifikasi untuk ukuran unsur minimum dalammenahan tarikan.

Persyaratan untuk sambungan tercakup oleh butir (d) sampai (e) dalam pasal. Persyaratan , dan yang untukunsur tekan, adalah untuk mencegah keadaan elemensambungan kecil yang digunakan untuk menghubungkanpelat relatif tebal. Dalam hal beban lebih, elemensambungan lemah akan membentuk daerah yangpotensial untuk perubahan bentuk tinggi.

Kapasitas penuh rencana dari unsur yang diperlukansebagai aksi minimum rencana pada ujung hubunganbatang berbenang dengan wartel yang digunakansebagai unsur tarik berasal dari Pustaka 3, yangmenunjuk pada percobaan dimana prapenarikan olehwartel melebihi kapasitas leleh nominal pada potonganberbenang.

K7.12.1.6 Pertemuan

Pasal ini menetapkan apa yang diharapkan sebagaipraktek baik dalam pendetailan, dan mengatakan apayang harus dilakukan bila keadaan ideal tidak dapattercapai.

Sedikit eksentrisitas antara sumbu pusat unsur dansumbu pusat hubungan akhir telah lama diabaikankarena mempunyai pengaruh kecil pada kekuatan statik unsur, tetapi diketahui bahwa eksentrisitas tersebutdapat mempunyai pengaruh buruk pada kekuatan fatik (Pust. 18).

Tiga butir harus dilakukan:

i. Pertimbangan diberikan pada kemudahan

K7 - 62

practicality of fabrication, inspection and erectionin all connection detailing.

ii. Some eccentricity of centroid axes may bedesirable in achieving a practical connectiondetail.

iii. Some strength and doubtful connections are sometimes constructed due to too muchemphasis being placed on centroidalconcentricity, to the detriment of providing properpaths for the actions. This should be discouraged.

K7.12.1.7 Non-slip Fasteners

K7.12.1.7.1 General

No commentary.

K7.12.1.7.2 Friction at Contact Surfaces

The performance of friction joints is directly dependenton the slip factor achieved between the contact surfaces.

The values of Slip Factor given in Table 7.16 are basedon research reported in Reference (1), except that thelower values of the measured ranges have beenadopted.

When the Code slip factor of 0.35 has been assumed in design, painted members normally need to be masked atthe joints, unless there is test evidence that the paintsystem to be used achieved at least this slip factor. Masking adds to the fabrication cost and is to be avoidedif possible. One of the attractions of inorganic zincsilicate paint is its high slip factor, which means that nomasking of faying surfaces is required.

Fisher and Struik (16) report on available test data related to the slip factor associated with faying surfacefinishes. Among the conclusions reported are:

i. Hot-dip galvanizing generally results in a low slipfactor (typically 0.09-0.36, average 0.18) due to the soft zinc layer that acts as a lubricant. The slipfactor in influenced by the method of pre-treatment prior to galvanizing, with abrasiveblasting giving the highest slip factors and picklingthe lowest.

ii. A significant improvement in the slip resistance of galvanized surfaces can be achieved by pre-assembly treatment of the faying surfaces (e.g. wire brushing,light

pabrikasi, pemeriksaan dan pemasangan untuk semua detail hubungan

ii. Sedikit eksentrisitas dari sumbu-sumbu pusatdapat diperlukan dalam mencapai detailhubungan yang praktis

iii. Beberapa sambungan kuat dan sulit kadangkadang dilaksanakan karena terlalubanyak penekanan pada konsentrisnya pusatsumbu, dengan merusak pengadaan lintasantepat untuk aksi. Hal ini harus dihindari.

K7.12.1.7 Pengencang Tidak Gelincir

K7.12.1.7.1 Umum


K7.12.1.7.2 Gesek pada Permukaan Kontak

Perilaku hubungan gesek langsung tergantung padafaktor gelincir yang dicapai antara bidang kontak.

Nilai faktor gelincir yang diberikan dalam Tabel 7.16adalah berdasarkan laporan penelitian dalam Pustaka(1), kecuali bahwa nilai lebih rendah dari batas terukurtelah diambil.

Bila faktor gelincir sebesar 0.35 dari Peraturan telahdianggap dalam perencanaan, unsur yang dicatumumnya perlu ditutup pada pertemuan, kecuali bahwaterdapat bukti uji bahwa sistim pengecatan yangdigunakan mencapai paling sedikit faktor gelincirtersebut. Penutupan menambah biaya pabrikasi dansedapat mungkin harus dihindari. Salah satu keuntungandari cat seng silikat tidak organik adalah faktorgelincirnya yang tinggi, yang berarti bahwa tidakdiperlukan penutupan permukaan gelincir.

Fisher dan Struik (16) melaporkan berdasarkan datapengujian tersedia yang berkaitan dengan faktor gelincirsehubungan perawatan permukaan gelincir. Dalamkesimpulan yang dilaporkan terdapat:

i. Galvanisasi celup panas umumnya menghasilkanfaktor gelincir rendah (tipikal 0.09-0.36, rata-rata0.18) karena lapis seng lunak yang bekerjasebagai pelumas. Faktor gelincir dipengaruhi olehcara perawatan mula sebelum galvanisasi,pembersihan abrasif memberikan faktor gelincirtertinggi dan tanpa yang paling rendah.

ii. Peningkatan berarti dalam tahanan gelincirpermukaaan galvanis dapat dicapai olehperawatan sebelum pemasangan dari permukaangelincir (misal dengan sikat kawat,

K7 - 63

abrasive blasting, chemical treatment). Properpost-galvanizing treatment of hot-dip galvanizedsurfaces can also achieve a slip factorcomparable to that for clean bare steel surfaces. However, it is important to note that any post-galvanizing treatment is labour intensive and therefore costly.

iii. The slip factors achievable with zinc rich paintswith organic vehicles would appear to varymarkedly from one commercial mix to another,with some values comparable only to hot-dipgalvanized surfaces.

iv. Inorganic zinc rich paints provide a better slipresistance that zinc paints with organic vehicles.In particular, zinc silicate coatings on blast cleaned surfaces are likely to yield a slip coefficient which is about the same as that provided by blast cleaned base metal (approx.0.50). Generally, an increase in coating thicknessincreases the slip resistance.

All the above moments relate to the short-term loadingcase. Under sustained loading, galvanized , membershave a tendency to continue to slip (to creep) and this isnot significantly improved by preassembly treatment.Joints treated with organic zinc rich paint showessentially the same behaviour, while inorganic zinc richpaints perform better, generally exhibiting similar slipfactors for sustained as for short-term loading.

Also of interest is the fact that the fatigue strength ofcoated joints is equal to or greater than the fatigueresistance of uncoated joints of similar dimensions (16).

K7.12.1.8 Combined Connections

The requirements of the Clause are based on the factthat the load tends to be transferred by the stiffestfastener in the connection. Further discussion may befound in Refs 4 and 18. The following comments comefrom Ref. 18.

Welds will not share the load equally with mechanicalfasteners in bearing-type connections. Before ultimateloading occurs, the fastener will slip and the weld willcarry an indeterminately larger share of the load.

Accordingly, the sharing of load between welds and boltsin a bearing-type connection is not recommended. Forsimilar reasons, bolts and rivets should not be assumedto share loads in a single group of fasteners.

pembersihan abrasif ringan, perawatan kimiawi).Perawatan pasca galvanis dari permukaangalvanis celup panas dapat juga mencapai faktorgelincir sebanding dengan permukaan baja aslibersih. Bagaimanapun, penting agar diingatbahwa tiap perawatan pasca galvanismemerlukan tenaga pekerja dan menjadi mahal.

v. Faktor gelincir yang dicapai dengan cat kayaseng organik rupanya bervariasi besar dari satu campuran ke lain, dengan beberapa nilai yanghanya sebanding dengan permukaan yangdigalvanis celup panas.

vi. Cat kaya seng tidak organik mengadakantahanan gelincir lebih baik dibanding cat sengorganik. Khususnya , lapis cat seng silikat padapermukaan yang dibersihkan secara abrasifumumnya mencapai koefisien gelincir kuranglebih sama dengan yang diadakan oleh baja asli yang dibersihkan secara abrasif (kurang lebih0.50). Umumnya , peningkatan dalam tebal lapiscat meningkatkan tahanan gelincir.

Semua cara diatas berkaitan dengan kasus pembebananjangka pendek. Pada pembebanan jangka panjang,unsur yang digalvanis cenderung untuk menggelincirterus (merangkak) dan ini tidak bertambah baik denganperawatan sebelum pemasangan. Pertemuan yangdirawat dengan cat kaya seng organik menunjukanperilaku sama, sedang cat kaya seng tidak organikberperilaku lebih balk, umumnya menunjukan faktorgelincir serupa untuk pembebanan jangka panjangmaupun jangka pendek.

Juga menjadi perhatian adalah fakta bahwa kekuatanfatik dari pertemuan yang dicat adalah sama denganatau lebih besar dari tahanan fatik pada pertemuan tidak dicat dengan dimensi serupa (Pust. 16)

K7.12.1.8 Hubungan Kombinasi

Persyaratan pasal adalah berdasarkan fakta bahwabeban cenderung tersalurkan oleh pengencang palingkaku dalam hubungan. Pembahasan lebih lanjutdiperoleh dalam Pustaka 4 dan 18. Keterangan berikutberasal dari Pustaka 18.

Las tidak akan membagi beban secara sama denganpengencang mekanik dalam hubungan jenis tumpuan.Sebelum pembebanan ultimate terjadi, pengencang akanmenggelincir dan las akan memikul bagian beban yanglebih besar dan tidak tentu.

Sesuai ini, pembagian beban antara las dan baut dalamhubungan jenis tumpuan tidak dianjurkan. Untuk alasanserupa, baut dan keling tidak boleh dianggap membagibeban dalam kelompok pengencang tunggal.

K7 - 64

For high-strength bolts in slip-resistant connections toshare the load with welds, it is advisable to properlytension the bolt before the weld is made. Were the weldto be placed first, angular distortion from the heat of the weld might prevent the faying action required for development of the slip-resistant force. When the boltsare properly tensioned before the welds is made, theslip-resistant bolts and the weld may be assumed toshare the load on a common shear plane. The heat of welding near bolts will not alter the mechanical propertiesof the bolt.

It should be noted that combination of fasteners asdefined herein does not refer to connections such as shear plates for beam-to-column connections which arewelded to the column and bolted to the beam flange orweb and other comparable connections.

K7.12.1.9 Prying Forces

The concept of prying forces and methods of allowing for them in design are discussed in detail in Refs 1 and 4.

K7.12.1.10 Connection Components

The connection components other than connectors aretreated in design as members subject to tension,compression, bending and shear as appropriate, usingthe strength reduction factor for connection componentsgiven in Table 7.1 and the nominal capacities given in sub-sections 7.5 to 7.10.

K7.12.1.11 Deductions for Fastener Holes

The Clause applies to tension members, compressionmembers, beams and connection components.

The requirements for staggered holes have been inmany other standards for a number of years and are dueto work by Cochrane in 1922 (Ref.5). The methodspecified in the Clause was originally based on researchon holes in rivetted members subject to tension.

K7.12.1.12 Hollow Section Connections

Suitable methods for designing hollow sectionconnection in compliance with the Clause may be foundin Refs 6 to 8 inclusive.

Untuk baut kekuatan tinggi dalam hubungan tahangelincir agar membagi beban dengan [as, dianjurkanagar menegangkan baut dengan baik sebelum lasdibuat. Bila [as ditempatkan lebih dahulu, gangguansudut dari panas las dapat mencegah aksi permukaanyang diperlukan untuk mengembangkan gaya tahangelincir. Bila baut telah ditegangkan secara baik sebelum[as dibuat, baut tahan gelincir dan las dapat dianggapmembagi beban pada bidang geser umum. Panaspengelasan dekat baut tidak akan mengubah sifat mekanik dari baut.

Perlu diperhatikan bahwa kombinasi pengencang yangditentukan disini tidak menunjuk pada hubungan sepertipelat geser untuk hubungan balok ke kolom yang dilaske kolom dan dibaut ke flens balok atau pelat badan danhubungan serupa yang lain.

K7.12.1.9 Gaya Melenting

Konsep gaya melenting dan cara mengijinkan merekadalam perencanaan dibahas secara rinci dalam Pustaka1 dan 4.

K7.12.1.10 Komponen Hubungan

Komponen hubungan selain penghubung dianggapdalam perencanaan sebagai unsur yang memikul tarik,tekan, lentur dan geser yang sesuai, menggunakanfaktor reduksi kekuatan untuk komponen hubungan yangdiberikan dalam Tabel 7.1 dan kapasitas nominal yangdiberikan dalam Bab 7.5 sampai 7.10.

K7.12.1.11 Pengurangan untuk Lubang Pengencang

Pasal berlaku untuk unsur tarik, unsur tekan, balok dankomponen hubungan.

Persyaratan untuk lubang selang seling telah terdapatdalam standar lain sejak bertahun-tahun dan merupakanhasil kerja Cochrane dalam 1922 (Pust.5). Cara yangdispesifikasi dalam pasal secara asli berdasarkanpenelitian lubang dalam unsur dikeling yang memikultarik.

K7.12.1.12 Hubungan Penampang Berongga

Cara sesuai untuk perencanaan hubungan penampangberongga menurut pasal dapat diperoleh dalam Pustaka6 sampai dengan 8.

K7 - 65

K7.12.2 DEFINITIONS

No commentary.

K7.12.3 DESIGN OF BOLTS

K7.12.3.1 Bolts and Bolting Category

The bolting categories have been in use for some yearsin Australia. They clearly identify both the type and gradeof bolt to be used and the method of installation in onelabel.

K7.12.3.2 Bolt Areas and Minimum Tensions

No commentary.


No commentary.

K7.12.3.4 Nominal Strengths of a Bolt

K7.12.3.4.1 Nominal Shear Strength of a Bolt

Specifications for bolt manufacture do not usually requirethat the bolt be tested in shear as part of the qualitycontrol tests carried out by the manufacturer. Bolt shearstrength is not normally stated in bolt standards.

The shear strengths of bolts have been obtained by anumber of different investigators who have subjectedbolts to double shear induced through plates subjectedeither to tension or compression. Kulak, Fisher andStruik (Ref.4) have examined the available data andconcluded that, for ASTM A325 and A490 bolts (Grade8.8 bolts to AS 1252 are equivalent to ASTM A 325bolts), the average shear strength (fvf) was 60% of thetensile strength of the bolt (fuf), so that fvt = 0.62 fuf.

Tests on bolted joints have also indicated that the level ofany initial tension in the bolt has no significant effect onthe ultimate shear strength. The factors responsible forthis are canvassed in Ref.4. Consequently, the shearstrength of a bolt which is snug tight (Categories/S) is thesame as that of the same grade of bolt which is fullytensioned (Categories/T).

The shear strength of a bolt is also directly proportionalto the available shear area of the bolt, this being taken asthe core area (Ac) when threads intercept the shearplane, and the plain shank area (Ao) when the plainshank intercepts the shear plane.

K7.12.2 DEFINISI


K7.12.3 PERENCANAAN BAUT

K7.12.3.1 Kategori Baut dan Pembautan

Kategori baut telah digunakan selama beberapa tahun diAustralia. Mereka jelas menerangkan jenis dan mutu baut yang akan digunakan serta cara pemasangandalam satu label.

K7.12.3.2 Was Baut dan Tarikan Minimum




K7.12.3.4 Kekuatan Nominal Baut

K7.12.3.4.1 Kekuatan Geser Nominal Baut

Spesifikasi untuk pembuatan baut umumnya tidakmensyaratkan bahwa baut harus diuji terhadap gesersebagai bagian dalam pengujian pengendalian mutuyang'dilaksanakan oleh pabrik. Kekuatan geser bautumumnya tidak tercantum dalam standar baut

Kekuatan geser baut telah diperoleh oleh beberapapenyelidik berbeda yang menguji baut terhadap geserganda yang terjadi melalui pelat yang memikul tarik atautekan. Kulak, Fisher dan Struik (Pustaka 4) telahmengolah data yang tersedia dan menyimpulkan bahwa,untuk baut ASTM 325 dan A 490 (baut mutu 8.8 sampaiAS 1252 adalah ekivalen dengan baut ASTM A 325), kekuatan geser rata-rata (fvf) adalah 60% dari kekuatantarik baut (fuf), sehingga fvt = 0.62 fuf.

Pengujian pada pertemuan yang dibuat juga menunjukanbahwa tingkat setiap tarik permulaan dalam baut tidakmempunyai pengaruh besar pada kekuatan geserultimate Faktor yang menyebabkan ini tercantum dalamPustaka 4. Sebagai kesimpulan, kekuatan geser bautyang kencang tangan (Kategori/S) adalah sama dengankekuatan baut bermutu sama yang ditegangkan penuh(Kategori/T).

Kekuatan geser baut adalah juga langsung sebandingdengan luas geser tersedia dari baut, yang diambilsebagai luas inti (Ac) bila benang memotong bidanggeser, dan luas batang polos (Ao) bila batang polosmemotong bidang geser.

K7 - 66

Hence, the nominal shear capacity of a single bolt (Vf) is given by:

Vfn = 0.62 Acfuf for threads intercepting oneshear plane; and

Vfx = 0.62 Aofuf, for a plain shankintercepting one shear plane.

The expression for the nominal shear cap-city (Vf) given in the Clause allows the capacity of a bolt intercepting anumber of shear planes of e : ch type to be determined.Typically, nn and nx will a either 0 or 1, depending on theapplication.

For bolted lap splice connections which ar: subject toapplied force which gives rise to shear farces on thebolts, both theoretical and experiment. I studies haveshown that the length of the joi t is an importantparameter influencing the total st ength of the joint (Refs 4 and 10).

Depending on a number of factors re ated to connectiongeometry (including joint len,.th) and material properties,either a simultaneous shearing of all bolts occurs or asequential failure characterized by progressive unbuttonig takes place at failure of a lap joint, provided ne sectionfailure is avoided. In general, short lap join -s exhibit theformer failure mode, while for longer la joints a decreasein the average bolt shear force at failure is detected. Theoccurs because the end bo is in the joint are more heavily loaded than the cen ral bolts and these end boltsmay fail befor; a full redistribution of bolt forces occurs.

Ref. 4 proposes using a reduction factor ( ) for lap splicejoints as follows:

kr = 1.0 for Lj < 1250 mm = 0.8 for Lj > 1250 mm

Where Lj is the joint length.

This is a very simplistic approach with obviouslimitations, and has a very sharp cut-off with notransition.

The ECCS (Ref. 11) has proposed the ollowingrelationship between the reduction factor (kr) and thejoint length (L1):

kr = 1.0 for Lj < 15df (df = bolt diameter)

= 1.075 Lj/(200 df) for 15df < Lj < 65 df

= 0.75 Lj for 65 df < Lj

A simplified version of the ECCS relatio hip has beenchosen for use in the Clause by taking df =

Demikian, kapasitas geser nominal baut tunggal (V,) diberikan oleh:

Vfn = 0.62 Acfuf untuk benang yangmemotong satu bidang geser;dan

Vfx = 0.62 Aofuf untuk batang polos yangmemotong satu bidang geser

Rumus kapasitas geser nominal (Vf) yang diberikandalam pasal mengijinkan kapasitas baut yang memotongsejumlah bidang geser dari setiap jenis menjadi tertentu. Nilai tipikal nn dan nx akan menjadi 0 atau 1, tergantungpada penggunaan.

Untuk baut dalam sambungan lebih atau menindih, yangmemikul gaya yang menyebabkan gaya geser padabaut, penyelidikan teoritik dan eksperimen telahmenunjukan bahwa panjang pertemuan adalahparameter penting yang mempengaruhi kekuatan total pertemuan (Pust.4 dan 10).

Tergantung pada jumlah faktor sehubungan geometrihubungan (termasuk panjang pertemuan) dan besaranbahan, apakah terjadi pergeseran bersama dari semuabaut atau keruntuhan beruntun yang mempunyai ciriterjadinya pelepasan bertahap pada keruntuhanpertemuan menindih, kecuali bila keruntuhanpenampang bersih dicegah. Pada umumnya, pertemuanmenindih pendek menunjukan bentuk keruntuhansebelumnya, sedang untuk pertemuan menindih panjangtelah diketemukan suatu penurunan dalam gaya geserrata-rata pada keruntuhan. Hal ini terjadi karena bautujung dalam pertemuan lebih berat terbebani dibandingbaut tengah dan baut ujung tersebut dapat runtuhsebelum terjadi penyebaran ulang sepenuhnya darigaya-gaya baut.

Pustaka 4 menyarankan penggunaan faktor reduksi k,untuk pertemuan sambungan menindih sebagai berikut:

kr = 1.0 for Lj < 1250 mm = 0.8 for Lj > 1250 mm

dengan Lj adalah panjang pertemuan.

Ini merupakan pendekatan sangat sederhana denganpembatasan nyata, dan mempunyai pemotongan sangattajam tanpa peralihan.

ECCS (Pust.1 1) telah menyarankan hubungan berikutantara faktor reduksi (kr) dan panjang pertemuan (L1):

kr = 1.0 for Lj < 15df (df = bolt diameter)

= 1.075 Lj/(200 df) for 15df < Lj < 65 df

= 0.75 Lj for 65 df < Lj

Versi sederhana dari hubungan ECCS telah dipilih untuk penggunaan dalam pasal dengan mengambil

K7 - 67

20 mm, as being a reasonable approximation to thetheoretical results without undue complication.

Note that the nominal shear capacity of a bolt (Vr) may have to be reduced by the presence of packing plates inaccordance with Clause 7.12.3.8.

No allowance need be made for long grips however, as a result of research summarized by Kulak, Fisher andStruik in Ref. 4. For the bearing-type joints covered bysub-clause 7.12.3.4.1., they note that "for joints with upto 150 mm of grip, test results are in close agreementwith the analytical solution. Joints with larger grips andlonger bolts tend to give higher ultimate loads thanpredicted."

Longer grips could be expected to giver lower ultimateloads due to bending of the bolts, but the bendingdeformation which occurs causes failure along aninclined shear plane of larger area, thus increasing theultimate load and deformation capacity of the bolt.

K7.12.3.4.2 Nominal Tension Strength of a Bolt

The behaviour and strength of a bolt subject to an axialtension is governed by the performance of the threadedpart of the bolt. Typical Standards specify as part of theirrequirements for the mechanical properties of the bolt:

i. minimum tensile strength;

ii. minimum yield stress; and

iii. proof stress.

In order to determine whether the specified mechanicalproperties are met, these Standards require directtension tests on full size bolts as a quality controlmechanism. The tensile capacity of a bolt (Ntf) is specified therein to be equal to

Ntf = A fuf

This expression is used in the Clause for the nominalcapacity of a bolt under tension.

Loading a bolt in tension, after preloading, by tighteningthe nut (8.8/T categories), does not significantlydecrease the ultimate tensile strength of the bolt (Ref.4). Apparently, the torsional stresses induced by turning thenut have a negligible effect on the tensile strength, andKulak, Fisher and Struik (Ref 4) argue that tensionedbolts can sustain direct tension loads without anysignificant apparent reduction in their tensile strength.

df = 20 mm, yang merupakan perkiraan wajar untuk hasilteoritik tanpa kerumitan yang tidak perlu.

Perhatikan bahwa kapasitas geser nominal baut (Vr)mungkin perlu dikurangi oleh adanya pelat paking sesuaiPasal 7.12.3.8.

Tidak perlu diadakan toleransi untuk panjang peganganbagaimanapun, sebagai hasil dari penelitian yangdiringkas oleh Kulak, Fisher dan Struik dalam Pustaka 4. Untuk pertemuan jenis tumpuan yang dicakup oleh ayat7.12.3.4.1, tercantum bahwa "untuk pertemuan sampaipegangan 150 mm, hasil percobaan mendekati padasolusi analitik. Pertemuan dengan pegangan lebihpanjang dan baut lebih panjang cenderung memberikanbeban ultimate lebih tinggi dari yang diperkirakan".

Pegangan lebih panjang dapat diharapkan memberikanbeban ultimate lebih rendah akibat dari lenturan baut,tetapi perubahan bentuk lentur yang terjadimenyebabkan keruntuhan sepanjang bidang gesermiring dengan luas lebih besar, jadi menaikan bebanultimate dan kapasitas perubahan bentuk dari baut.

K7.12.3.4.2 Kekuatan Tarik Nominal Baut

Perilaku dan kekuatan baut yang memikul tarik aksialditentukan oleh bagian baut yang berbenang. Standartipikal menspesifikasi sebagai bagian daripersyaratannya untuk besaran mekanik baut:

i. kekuatan tarik minimum

ii. kekuatan leleh minimum; dan

iii. kekuatan uji

Dalam usaha menentukan apakah besaran mekanikyang dispesifikasi terpenuhi, standar tersebut memerlukan pengujian tarik langsung pada baut ukuranpenuh sebagai mekanisme pengendalian mutu.Kapasitas tarik baut (N,) dispesifikasi disini agar samadengan:

Ntf = A fuf

Rumus tersebut digunakan dalam pasal untuk kapasitasnominal baut dalam tarik.

Pembebanan baut dalam tarik, setelah prapembebanan,dengan pengencangan mur (8.8 Kategori T), tidak banyak menurunkan kekuatan tarik ultimate baut(Pust.4). Rupanya, tegangan puntir yang timbul olehpemutaran mur mempunyai pengaruh sangat kecil padakekuatan tarik, dan Kulak, Fisher dan Struik (Pustaka 4) memperbincangkan bahwa baut bertegangan dapatmenahan teban tarik langsung tanpa pengurangan

K7 - 68

K7.12.3.4.3 Nominal Bearing Strength of Ply

The bearing stress and edge distance requirements forplies in bolted joints have been discussed in detail inRefs 4 and 12.

Research generally indicates that shearing-tearing failurewith considerable 'piling-up' of the ply material in front of a bolt (commonly referred to as a local bearing failure)occurs at a nominal bearing stress within the range 4.5fYP to 4.9 fYP. Hence, using the lower limit and the conventional nominal bearing area (df x fp) leads to:

Vbu = 4.5 fYP dft p

where Vbu is the ultimate bearing capacity of a ply.

For most structural steel, fyp = 0.7 fup so that this limit is equivalent to a nominal bearing capacity of a ply (Vb)given by:

Vb = 3.2 fup dft p, as used in the Clause.

Such a failure mode only occurs for relatively long enddistances (a ) in the direction of the applied force(generally a > 3.5 df).

For relatively short end distances (a ) in the direction ofthe applied force, failure occurs by longitudinal shearingof the connected ply along two practically parallel planesseparated by a distance equal to the hole diameter. Thistype of failure is commonly referred to as plate tearoutfailure. An important criterion in determining the nominalbearing stress for such a failure is the ration a /df.

Kulak, Fisher and Struik (Ref.4) proposed the followinglower bound equation:

fpu = 1.40 a / df - 0.70

or the simpler form:

fpu/fup= a / df

The simpler form has been adopted as the designcriterion.

K7.12.3.4.4 Nominal Shear Strength of a Bolt ina Friction Connection

This sub-clause gives the simple mechanical strength of a friction connection. For comments on the slip factor, see sub-clause K7.12.1.7.2.

cukup besar dalam kekuatan tariknya.

K7.12.3.4.3 Kekuatan Tumpuan Nominal PelatLapis

Persyaratan tegangan tumpuan dan jarak tepi untuksambungan dalam pertemuan yang dibaut telah dibahassecara rinci dalam Pustaka 4 dan 12.

Penelitian umumnya menunjukan bahwa keruntuhansobek-geser dengan penebalan cukup besar dari bahanpelat didepan baut (umumnya keruntuhan tumpuansetempat) terjadi pada tegangan lentur nominal dalambatas 4.5 fYP sampai 4.9 f,P . Dengan demikian,penggunaan batas lebih rendah dan luas tumpuannominal konvensional (df x fp) menuju pada:

Vbu = 4.5 fYP dft p

dengan Vb„ adalah kapasitas tumpuan ultimate dari pelatlapis.

Untuk kebanyakan baja struktural, fyp = 0.7 fup sehinggabatas tersebut ekivalen dengan kapsitas tumpuannominal pelat lapis (Vb) yang diberikan oleh:

Vb = 3.2 f„P d, tP , seperti yang digunakan dalam pasal.

Bentuk keruntuhan demikian hanya terjadi untuk jaraktepi relatif panjang (a,) dalam arah gaya yang bekerja(umumnya a, > 3.5 d,).

Untuk jarak tepi relatif pendek (a ) dalam arah gaya yangbekerja, keruntuhan terjadi oleh pergeseran memanjangdari pelat lapis tersambung sepanjang bidang-bidanghampir sejajar yang dipisah oleh jarak sama dengandiameter lubang. Jenis keruntuhan ini umumnya disebutsebagai keruntuhan tersobeknya pelat. Kriteria pentingdalam penentuan tegangan tumpuan nominal untukkeruntuhan demikian adalah rasio a /df.

Kulak, Fisher dan Struik (Pust. 4) menyarankan rumusbatas bawah berikut:

fpu = 1.40 a / df - 0.70

atau bentuk lebih sederhana:

fpu/fup= a / df

Bentuk sederhana telah diambil sebagai kriteriaperencanaan.

K7.12.3.4.4 Kekuatan Geser Nominal Bautdalam Hubungan Gesek

Ayat ini memberikan kekuatan mekanik sederhana darihubungan gesek. Untuk penjelasan faktor gelincir, lihatayat K7.12.1.7.2.

K7 - 69

No correction is required for long grips as a result of research reported by Kulak, Fisher and Struik in Ref. 4, who note that "the grip length of bolts does not have anoticeable influence on the behaviour of friction-typejoints." The only point of concern is the attainment of thedesired clamping force. The attainment of the specifiedinitial bolt tension is ensured by increasing the amount ofturn required in the part-turn of nut method (see sub-clause 7.12.7.2.2.).

No correction is required for the presence of a packerplate, again as a result of research reported by Kulak,Fisher and Struik in Ref. 4, who note that "For slip-resistant joints, loose fillers with surface conditionscomparable to other joint components are capable ofdeveloping the required slip resistance." Slip-resistantjoints do not require additional fasteners when packerplates are used. The packers become integralcomponents of the joint, and packer thickness does notsignificantly affect the joint behaviour.

The kh factor for different hole types has been introducedto compensate for the loss of clamping area in thevicinity of the hole when other than a standard hole isemployed. The clamping action, on which the frictionalresistance is dependent, is highly localized around thebolt, and a loss of area in the zone of high clamping forceaffects the slip resistance at the interface. The values forkh are based on recommendations contained in Ref. 4. The different hole types permitted in the code are definedin Clause 7.12.6.5.

K7.12.3.5 Bolt Ultimate Limit States

K7.12.3.5.1 Bolt in Shear

No commentary.

K7.12.3.5.2 Bolt In Tension

No commentary.

K7.12.3.5.3 Bolt Subject to Combined Shear andTension

Test conducted on bolts subject to simultaneous shearand tension forces indicate that neither bolt diameter,bolt type nor ply material type have a significant effect onthe ultimate load capacity of the bolt.

Test results are best approximated by an ellipticalinteraction relationship (after Kulak, Fisher and Struik, Ref. 4), as adopted in the Clause. The nominal tensioncapacity and the nominal shear capacity used in thedenominators of the interaction equation are therespective nominal capacities of the

Tidak diperlukan koreksi untuk panjang pegangansebagai hasil penelitian oleh Kulak, Fisher dan Struikdalam Pustaka 4, yang mengatakan bahwa:"panjangpegangan baut tidak mempunyai pengaruh berarti padaperilaku hubungan baut jenis gesek". Satunya butir yangdipikirkan adalah pencapaian gaya kelem yang perlu.Pencapaian penegangan permulaan baut yangdispesifikasi terjamin oleh kenaikan jumlah putaran yangdiperlukan dalam bagian- cara pengencangan fraksiputaran (lihat ayat 7.12.7.2.2).

Tidak perlu diadakan koreksi untuk terdapatnya pelatpengisi, juga sebagai hasil laporan penelitian oleh Kulak,Fisher dan Struik dalam Pustaka 4, yang mengatakanbahwa "Untuk pertemuan tahan gelincir, pengisi lepasdengan kondisi permukaan sebanding dengankomponen pertemuan lain adalah mampumengembangkan tahanan gelincir yang diperlukan."Pertemuan tahan gelincir tidak memerlukan pengencangtambahan bila digunakan pelat pengisi. Pelat pengisimenjadi komponen kesatuan dengan pertemuan, dantebal pelat pengisi tidak banyak berpengaruh padaperilaku pertemuan.

Nilai kh untuk jenis lubang berbeda telah diambil untukmerigimbangi kehilangan luas kelem sekitar lubang biladigunakan lain dari lubang standar. Aksi kelem,padamana tahanan gesek tergantung, adalah terpusatsekitar baut, dan kehilangan luas dalam daerah gayakelem tinggi mempengaruhi tahanan gelincir padapermukaan antara. Nilai kh adalah berdasarkan sarandalam Pustaka 4. Jenis lubang berbeda yang diijinkandalam Peraturan ditetapkan dalam Pasal 7.12.6.5.

K7.12.3.5 Keadaan Batas Ultimate Baut

K7.12.3.5.1 Baut dalam Geser


K7.12.3.5.2 Baut dalam Tarik


K7.12.3.5.3 Baut yang Memikul Kombinasi Geserdan Tarik

Percobaan yang dilakukan pada baut yang memikulgaya geser dan tarik bersama menunjukan bahwadiameter baut, jenis baut dan bahan pelat lapis tidakmempunyai pengaruh berarti pada kapasitas beban ultimate baut.

Hasil pengujian paling baik diperkirakan oleh hubunganinteraksi ellips (menurut Kulak, Fisher dan Struik,Pust.4), seperti yang diambil dalam pasal. Kapasitastarik nominal dan kapasitas geser nominal yangdigunakan dalam pembagi rumus interaksi adalahmasing-masing kapasitas nominal baut pada

K7 - 70

bolt under the separate individual loads, with the nominalshear capacity being dependent upon the location (s) of the shear plane (s), as for a bolt subject to shear forcealone.

K7.12.3.5.4 Ply in Bearing

No commentary.

K7.12.3.6 Bolt Serviceability Limit State


A limited range of bolted connections need to bedesigned in such a manner that slip is limited under theserviceability loads. Such a design criterion has beenreviewed elsewhere (Refs 13 to 15) and has long been adesign condition for 8.8/TF category bolts.

The maximum amount of slip that can occur inconnections that are not classified as slip-critical islimited theoretically to 2 mm to 3 mm. In most practicalcases, however, the real magnitude of any slip wouldprobably be much less because the inaccuracies in thelocation of holes within a pattern of bolts would usuallycause one or more bolts to be in bearing in the initialunloaded condition. Furthermore, in statically loadedstructures, even with perfectly positioned holes, the usualmethod of erection would cause the weight of theconnected elements to put the bolts into direct bearing atthe time the member is supported on loose bolts and thelifting crane is unhooked. Subsequent additional gravityloading could not cause additional vertical connectionslip.

Connections classified as needing slip to be limitedinclude those cases where slip could theoretically exceed2 mm to 3 mm, and thus, possibly affect the serviceabilityof the structure by excessive distortion or reduction instrength or stability, even though the resistance tofracture of the connection may be adequate. Also included are those cases where slip of any magnitudeshould be prevented, as for example in joints subject to fatigue loading.

At the ultimate Limit State, friction connections will slipuntil they act wholly in hearing .

K7.12.3.6.2 Combined Shear and Tension

When tensioned high-strength structural bolts of 8.8/TFcategory are subjected to applied tensile forces, theclamping forces are reduced, and a

beban tersendiri terpisah, dengan kapasitas gesernominal yang tergantung pada lokasi bidang-bidanggeser, seperti untuk baut yang hanya memikul gayageser.

K7.12.3.5.4 Pelat Lapis dalam Tumpuan


K7.12.3.6 Keadaan Batas Kelayanan Baut


Variasi terbatas dari hubungan baut perlu direncanakandengan cara agar gelincir dibatasi pada beban layan.Kriteria perencanaan demikian telah ditinjau ditempatlain (Pust. 13 sampai 15) dan telah lama nenjadikeadaan rencana unuk baut 8.8/kategori TF.

Jumlah gelincir maksimum yang dapat terjadi dalamhubungan yang tidak diklasifikasi sebagai kritikgelincirdibatasi secara teoritik pada 2mm sampai 3mm. Padakebanyakan kasus praktis, bagaimanapun, besaranaktual dari tiap gelincir akan mungkin jauh lebih kecilkarena kurang tepatnya lokasi lubang dalam pola bautakan umumnya menyebabkan satu atau lebih bautberada dalam tumpuan pada kondisi bebas bebanpermulaan. Lebih lanjut, dalam struktur yang dibebanistatik, maupun dengan lubang berkedudukan tepat, cara pemasangan umum akan menyebabkan bahwa beratelemen tersambung membuat baut berada dalamtumpuan langsung pada saat unsur didukung oleh bautlepas dan keran pengangkat tidak terkait. Pembebanangravitas tambahan selanjutnya tidak dapat menyebabkanpenambahan gelincir vertikal pada pertemuan.

Hubungan yang diklasifikasi sebagai memerlukanpembatasan gelincir mencakup kasus dimana gelincirsecara teoritik dapat melampaui 2mm sampai 3 mm, dandemikian, mungkin mempengaruhi kelayanan struktur oleh gangguan perubahan bentuk atau pengurangankekuatan atau stabilitas, walaupun tahanan terhadappatahan hubungan mungkin memadai. Juga termasukadalah kasus dimana gelincir dengan tiap besaran harusdicegah, sebagai contoh dalam pertemuan yang memikulpembebanan fatik.

Pada keadaan batas ultimate, pertemuan gesek akanmenggelincir sampai mereka bekerja penuh dalamtumpuan.

K7.12.3.6.2 Kombinasi Geser dan Tarik

Bila baut struktural kekuatan tinggi bertegangan memikulgaya tarik yang bekerja, gaya kelem terkurangi, danpengurangan sebanding dengan

K7 - 71

proportional reduction in the shear transferred by frictionmay occur.

A linear interaction equation is used in this case ratherthan the parabolic relationship used for the strength limitstate (see sub-clause 7.12.3.5.3.), following therecommendations in Ref.17.


K7.12.3.7.1 Design Loads

No commentary.

K7.12.3.7.2 Bolts in a Friction Joint

The factor of 0.6 is less than the value of K s given inTable 7.1 because of the likely presence of permitted overstress.

RS

It should be noted that permitted overstress for some load combinations given in section 2 will result in aconnection that will slip under the design loads. Thedesign Engineer should be aware of this possibility andshould increase the strength of the connection if heconsiders such slippage undesirable.


The factor of 0.4 corresponds to the working stress level adopted in existing codes.

K7.12.3.7.4 Bolt in Tension

The factor of 0.25 corresponds to the working stresslevel adopted in existing codes.

K7.12.3.7.5 Bolt Subject to Combined Shear andTension

No commentary.


The factor of 0.4 corresponds to the working stress level adopted in existing codes.

K7.12.3.8 Packing Plates

The provisions of the Clause come directly from researchreported by Kulak, Fisher and Struik in Ref. 4. Theyreport in Chapter 10.3 the following:

geser yang tersalur oleh gesek dapat terjadi.

Rumus interaksi linier digunakan dalam kasus ini danbukan hubungan parabolik yang digunakan untukkeadaan batas kekuatan (lihat ayat 7.12.3.5.3), mengikuti saran dalam Pustaka 17.


K7.12.3.7.1 Beban Rencana


K7.12.3.7.2 Baut dalam Sambungan Gesek

Faktor 0.6 adalah kurang dari nilai K yang diberikandalam Tabel 7.1 karena kemungkinan terdapatnyategangan Iebih yang diijinkan.

RS

Perlu diperhatikan bahwa tegangan lebih yang diijinkanuntuk beberapa kombinasi beban yang diberikan dalamBagian 2 akan menghasilkan pertemuan yangmenggelincir pada beban rencana. Perencana harusmenyadari kemungkinan tersebut dan harus menaikankekuatan hubungan bila ia mempertimbangkan bahwagelincir demikian tidak diinginkan.


Faktor 0.4 sehubungan dengan tingkat tegangan kerjayang diambil dalam peraturan yang ada.

K7.12.3.7.4 Baut dalam Tarik


K7.12.3.7.5 Baut yang Memikul KombinasiGeser dan Tarik




K7.12.3.8 Pelat Pengisi

Persyaratan pasal ini berasal langsung dari laporanpenelitian oleh Kulak, Fisher dan Struik dalam Pustaka 4. Mereka melaporkan dalam bab 10.3 sebagai berikut:

K7 - 72

"For bearing type joints, where the load is transmitted byshear and bearing of the bolts, loose fillers can be usedas long as excessive bending of the bolts does not occur.It is suggested that single loose fillers up to 1 /4 inch (6mm) thick can be used without considering a reduction inbolt shear strength. If the loose filler thickness exceedsthis, the bolt shear strength capacity should reduced. A reduction of 15% would be appropriate for a loose fillerthickness of 3/4 inch (19 mm)."

K7.12.4 ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A BOLTGROUP

K7.12.4.1 Bolt Groups Subject to Inplane Loading

The design assumptions listed in the Clause are theconventional assumptions which are made for theanalysis of bolt groups loaded by in-plane eccentricshear forces in order to derive equations of equilibriumwhich can be solved for the bolt forces.

Consideration of force and moment equilibrium leads to three equations. A further equation is needed in order to evaluate the design shear capacity of the connection.The required equation depends on the analysis methodused, which may be either:

i. Elastic analysis:

In this analysis it assumed that the relationship

between the force V * on any bolt is linearlyrelated to its distance (r

n

n) from the centre of rotation, and also to the force V on the bolt

furthest from the centre of rotation

*of

The Clause permits the design actions to be considered separately and then superposed.

ii. Plastic analysis:

In the plastic analysis method, it is assumed that all bolts not at the centre of rotation are deformedsufficiently to become fully plastic, and that alltransmit the same force at failure. In this case it is not possible to solve the equations explicitly, and an iterative method must be used to evaluatethese variables. This generally requires the use ofa computer to obtain a solution.

iii. Other methods:

Several authors have attempted to measure the relationship between the relative displacement of the connected components and the forcedeveloped by the bolt. They then use this relationship in solving the

"Untuk pertemuan jenis tumpuan, dimana bebandisalurkan oleh geser dan tumpuan baut, pelat pengisilepas dapat digunakan selama tidak terjadi lenturanberlebih dari baut. Disarankan agar plat pengisi tunggalsampai tebal 1/4"(6 mm) dapat digunakan tanpamempertimbangkan pengurangan dalam kekuatan geserbaut. Bila tebal pelat pengisi lepas melebihi ini, kapasitasgeser baut harus dikurangi. Pengurangan sebesar 15%akan mencukupi untuk ketebalan pelat pengisi sebesar3/4"(19 mm)."

K7.12.4 PENDEKATAN KEKUATANKELOMPOK BAUT

K7.12.4.1 Kelompok Baut yang MemikulPembebanan dalam Bidang

Anggapan perencanaan yang terdapat dalam pasaladalah anggapan konvensional yang dibuat untukanalisis kelompok baut yang dibebani dalam bidang olehgeser eksentris agar menurunkan rumus keseimbanganyang dapat diselesaikan untuk gaya baut.

Pertimbangan keseimbangan gaya dan momen menujupada tiga rumus. Rumus lebih lanjut diperlukan untukevaluasi kapasitas geser rencana dari hubungan. Rumusyang diperlukan tergantung pada cara analisis yangdigunakan, yang dapat menjadi salah satu dari:

i. Analisis elastis:

Dalam analisis dianggap bahwa korelasi antara

gaya V * pada tiap baut adalah berkaitan linierterhadap jarak (r

n

n) dari pusat rotasi, dan jugaterhadap gaya V pada baut terjauh dari pusat

rotasi.

*of

Pasal mengijinkan agar aksi rencanadipertimbangkan secara terpisah dan kemudiandisuperposisi.

ii. Analisis plastis:

Dalam analisis plastis, dianggap bahwa semuabaut yang tidak di pusat rotasi telah cukupberubah bentuk agar menjadi plastis penuh, danbahwa semua menyalurkan gaya sama padakeruntuhan. Dalam hal ini tidak mungkin untukmenyelesaikan rumus secara tepat, dan harusdigunakan cara uji coba untuk evaluasi variabeltersebut. Ini umumnya memerlukan penggunaankomputer untuk memperoleh hasil.

iii. Cara lain:

Beberapa penulis telah berusaha mengukurkorelasi antara simpangan relatif dari komponentersambung dan gaya yang dikembangkan olehbaut. Kemudian mereka menggunakan korelasitersebut untuk

K7 - 73

equilibrium equations. The method used to obtaina solution is again an interactive one, generallyrequiring the use of a computer to provide a satisfactory solution. Unfortunately, therelationship referred to above between therelative displacement and the bolt force is dependent on a number of factors including.

the thickness of the connected components;and

the yield strengths of these components

Because much of the deformation which occurs in realistic cases is due to bearing failure of theconnected material, no simple relationship or single definition of this relationship is available.

Traditionally, design has been done using theelastic method of analysis which is readilyamenable to hand solution. More modernmethods have become popular, especially in Refs4 and 18. A review of available test results andmethods of analysis used for bolt groups, eccentrically loaded in-plane (Ref. 16), has shownthat elastic analysis, with its ease of calculation,provides a practical approach to the evaluation ofthe strength of bolt groups, and that there is littlebenefit arising from the use of the morecomplicated plastic analysis.

K7.12.4.2 Bolt Groups Subject to Out of-plane Loading

Recognised methods of analysis for individual bolts intension and bolts in simple hanging type tensionconnections may be found in Refs and 10. Recognisedmethods of analysis for bolt groups subject to bendingmoments causing bolt tensions may be found in Ref. 1(for specific connection types) and Ref. 10 (for generalbolt groups).

K7.12.4.3 Bolt Groups Subject to Combinations of In-plane and Out-of-plane Loadings

No commentary.

K7.12.5 DESIGN OF A PIN CONNECTION


No commentary.

menyelesaikan rumus keseimbangan. Cara yangdigunakan untuk memperoleh hasil adalah juga suatu interaksi, umumnya memerlukanpenggunaan komputer untuk memperoleh hasilyang memuaskan. Adalah tidak menguntungkanbahwa korelasi tersebut diatas antara simpanganrelatif dan gaya baut bergantung pada sejumlahfaktor termasuk:

tebal komponen yang dihubungkan; dan

tegangan leleh komponen tersebut

Karena sejumlah besar dari perubahan bentukyang terjadi dalam kasus aktual adalah karenakeruntuhan tumpuan dari bahan yangdihubungkan, tidak terdapat korelasi yangsederhana atau ketentuan tunggal untuk korelasitersebut.

Umumnya, perencanaan telah dilakukan denganmenggunakan cara analisis elastis yang langsungdapat dihitung tangan. Cara lebih baru telah menjadi populer, terutama dalam Pustaka 4 dan18. Tinjauan dari hasil pengujian yang tersediadan cara analisis yang digunakan untuk kelompokbaut, yang dibebani eksentris dalam bidang(Pustaka 16), telah menunjukan bahwa analisiselastis dengan kemudahan perhitungan,menyediakan pendekatan praktis untuk evaluasikekuatan kelompok baut, dan bahwa terdapatsedikit keuntungan bila digunakan analisis plastisyang lebih rumit.

K7.12.4.2 Kelompok Baut yang MemikulPembebanan Luar Bidang

Cara analisis yang berlaku untuk baut tersendiri dalamtarikan dan baut dalam jenis hubungan tarik menggantung sederhana dapat diperoleh dalam Pustaka10. Cara analisis yang berlaku untuk kelompok bautyang memikul momen lentur yang menyebabkan tarikanbaut dapat diperoleh dalam Pustaka 1 (untuk jenishubungan spesifik) dan Pustaka 10 (untuk kelompokbaut umum).

K7.12.4.3 Kelompok Baut yang MemikulKombinasi Pembebanan Dalam dan Luar Bidang


K7.12.5 RENCANA HUBUNGAN PEN



K7 - 74

K7.12.5.2 Nominal Strengths of a Pin

K7.12.5.2.1 Nominal Shear Strength of a Pin

The nominal shear strength is based on a shear stress atfailure of 62% of the yield stress of the pin material.

K7.12.5.2.2 Nominal Bearing Strength of a Pin

The approach here is different to that for a bolt inbearing. Failure of a bolt in bearing is not considered asa possible failure mode, as the bolt is usually equal to orgreater in strength than the ply. Accordingly, attention is concentrated on bearing failure of the ply. In contrast, inthis clause the relatively low failure stress of 1.4 timesthe yield stress of the pin material reflects the criticalnature of this load on a single pin.

The factor kp of 0.5 for a pin that allows rotation reflectsthe fact that continual movement of the pin plates aroundthe pin circumference creates a wearing effect.

K7.12.5.2.3 Nominal Bending Strength of a Pin

A pin is treated as a compact member under subsection7.5, subject only to plastic yielding.


K7.12.5.3.1 Pin in Shear

No commentary.

K7.12.5.3.2 Pin In Bearing

No commentary.

K7.12.5.3.3 Pin in Bending

No commentary.


No commentary.

K7.12.5.2 Kekuatan Nominal Pen

K7.12.5.2.1 Kekuatan Geser Nominal Pen

Kekuatan geser nominal adalah berdasarkan tegangangeser pada keruntuhan sebesar 62% tegangan leleh daribahan pen.

K7.12.5.2.2 Kekuatan Tumpuan Nominal Pen

Pendekatan ini adalah berbeda dengan yangdiperuntukan baut dalam tumpuan. Keruntuhan bautdalam tumpuan tidak dipertimbangkan sebagai bentukkeruntuhan yang mungkin, karena baut umumnya samaatau lebih besar dalam kekuatan dibanding pelat lapis.Sesuai ini , perhatian dipusatkan pada keruntuhantumpuan dari pelat lapis. Sebaliknya, dalam pasal initegangan runtuh relatif rendah sebesar 1.4 kali teganganleleh bahan pen mencerminkan sifat kritik beban tersebutpada pen tunggal.

Faktor kp sebesar 0.5 untuk pen yang mengijinkan rotasi mencerminkan fakta bahwa gerakan menerus dari pelatpen sekeliling pen menyebabkan keausan.

K7.12.5.2.3 Kekuatan Lentur Nominal Pen

Pen dianggap sebagai unsur kompak sesuai bab 7.5,yang hanya memikul pelelehan plastis.

K7.12.5.3 Rencana Keadaan Batas Ultimate

K7.12.5.3.1 Pen dalam Geser


K7.12.5.3.2 Pen dalam Tumpuan


K7.12.5.3.3 Pen dalam Lentur




K7 - 75


K7.12.5.4.1 Pin in Shear

No commentary.

K7.12.5.4.2 Pin in Bearing

No commentary.

K7.12.5.4.3 Pin in Bending

No commentary.


No commentary.

K7.12.6 DESIGN DETAILS FOR BOLTSAND PINS

K7.12.6.1 Minimum Pitch

The minimum pitch of 2.5 bolt diameters relates primarilyto the tools required to install a bolt, and compares with aminimum of 2.67 bolt diameters in Ref. 18. Most practicalpitches are larger than this (Ref. 2 uses 3.5 boltdiameters for M20 bolts). The reference to sub-clauses7.12.3.5.4. and 7.12.3.7.6. relates to the possibility ofplate tearout between the bolt holes.

K7.12.6.2 Minimum Edge Distance

The minima specified are based on past successfulpractice and relate to the expected edge roughness.They are similar to those in comparable specifications,such as Ref. 18.' The end distance may also becontrolled by end plate tearout.

K7.12.6.3 Maximum Pitch

The values specified are empirically based on successfulpast practice. Smaller pitches than the maximum may bepreferred if corrosion between the connected plies maybe a problem.

K7.12.6.4 Maximum Edge Distance

The values specified are empirically based on successfulpast practice, and are intended to provide for theexclusion of moisture between connected plies, thuspreventing, corrosion between the plies


K7.12.5.4.1 Pen dalam Geser


K7.12.5.4.2 Pen dalam Tumpuan


K7.12.5.4.3 Pen dalam Lentur




K7.12.6 DETAIL PERENCANAAN BAUTDAN PEN

K7.12.6.1 Jarak Minimum

Jarak minimum sebesar 2.5 diameter baut terutamaberkaitan dengan peralatan yang diperlukan untukpemasangan baut, dan sebanding dengan minimumsebesar 2.67 diameter baut dalam Pustaka 18.Kebanyakan jarak praktis adalah lebih besar dari ini(Pustaka 2 menggunakan 3.5 diameter baut untuk bautM20). Pustaka untuk ayat 7.12.3.5.4. dan 7.12.3.7.6.berkaitan dengan kemungkinan tersobeknya pelat antaralubang baut.

K7.12.6.2 Jarak Tepi Minimum

Minimum yang dispesifikasi adalah berdasarkan praktekberhasil yang lampau dan berkaitan dengan kekasarantepi yang diharapkan. Mereka serupa dengan yangterdapat dalam spesifikasi sebanding, seperti Pustaka18. Jarak tepi dapat juga ditentukan oleh tersobeknyapelat tepi.

K7.12.6.3 Jarak Maksimum

Nilai yang dispesifikasi adalah berdasarkan percobaaandan praktek berhasil dalam masa lalu. Jarak lebih kecildari maksimum dapat diutamakan bila korosi antara pelatlapis yang dihubungkan dapat menjadi masalah.

K7.12.6.4 Jarak Tepi Maksimum

Nilai yang dispesifikasi adalah berdasarkan percobaandan praktek berhasil dalam masa lalu dan dimaksudkanagar mengadakan pencegahan kelembaban antara pelatlapis yang dihubungkan,

K7 - 76

which might accumulate and force the plies apart. Lesservalues should be considered in corrosive applications.The provisions are also intended to prevent any potentialcurling-up of plate edges.

K7.12.6.5 Holes

The holes size is generally 2 mm or 3 mm larger than thebolt diameter, the greater value for larger bolt diametersrecognizing the greater difficulty and larger tolerancerequired to get such a bolt into the hole. The use of oversize and slotted holes American andAustralian practice based on research reported in Ref. 9.

Larger oversize holes in column base plates arepermitted in order to assist in the erection of columns.

K7.12.6.6 Locking of Nuts

Locking may be carried out using propriety lock-out or bytightening a second nut down onto the first. When twonuts are used, the second nut (lock-nut) may be thin toreduce the required bolt projection.

K7.12.6.7 Minimum Number of Bolts

This clause represents good practice.

K7.12.6.8 Size of Bolts

This clause represents good practice.

K7.12.7 FRICTION CONNECTIONS

K7.12.7.1 Assembly

The friction surfaces should be planar across their full extent. Where members of different thicknesses are tobe connected, packing plates are required to achieve auniform thickness between the actual plates.

K7.12.7.2 Methods of Tensioning

K7.12.7.2.1 General

It is accepted practice that the bolts will often betensioned beyond their proof loads, as the minimum bolttension specified in Table 7.19 is approximately equal tothe minimum proof load of the bolts.

sehingga mencegah korosi antara pelat yang dapatberkumpul dam memaksa terpisahnya pelat. Nilai lebihkecil harus dipertimbangkan untuk penggunaan korosif.Persyaratan juga dimaksud untuk mencegah tiappotensial terlenturnya keluar dari tepi pelat.

K7.12.6.5 Lubang-Iubang

Ukuran lubang adalah umumnya 2mm atau 3mm lebihbesar dari diameter baut, nilai besar untuk diameter baut besar menunjukan kesulitan yang lebih besar dantoleransi lebih besar yang diperlukan untuk memasangbaut tersebut kedalam lubang.

Penggunaan lubang yang kebesaran atau bersela dalampraktek Amerika dan Australia adalah berdasarkanlaporan penelitian dalam Pustaka 9.

Lubang yang kebesaran dalam pelat dasar kolomdiijinkan agar membantu pemasangan kolom.

K7.12.6.6 Penguncian Mur

Penguncian dapat dilaksanakan dengan menggunakanpengunci atau mengencangkan mur kedua diatas yangpertama. Bila digunakan dua mur, mur kedua (murpengunci) boleh tipis agar mengurangi proyeksi bautyang diperlukan.

K7.12.6.7 Jumlah Baut Minimum

Pasal ini mewakili praktek baik.

K7.12.6.8 Ukuran Baut

Pasal ini mewakili praktek baik.

K7.12.7 HUBUNGAN GESEK

K7.12.7.1 Pemasangan

Permukaan gesek harus sebidang pada panjangpenuhnya. Bila unsur dengan tebal berbeda akandihubungkan, diperlukan pelat pengisi untuk mencapaitebal merata antara pelat sebenarnya.

K7.12.7.2 Cara Pengencangan

K7.12.7.2.1 Umum

Adalah pelaksanaan yang disetujui bahwa baut seringdikencangkan melewati beban ujinya, karena tarikanminimum baut yang dispesifikasi dalam Tabel 7.19adalah kurang lebih sama dengan beban uji minimumdari baut.

K7 - 77

If M30 or M36 bolts are specified, tensioning may bedifficult depending on the capacity of the availableequipment on site.

Hot-dip galvanized and zinc electroplated bolt-nutassemblies show a more variable torque-tensionrelationship than plain bolts, as the friction between thenut thread and the coated bolt is increased. The nuts of hot-dip galvanized and zinc electroplated bolts should beprovided with supplementary lubrication.

The toque-control method of tensioning is not permitted.The reason for this is that experience since theintroduction of high-strength bolting has shown that thismethod of achieving bolt tension is extremely unreliablein general structural application.

Torque-control tensioning has its origin in the mechanicalengineering industry where bolts of higher quality surfacefinish are used. In addition, in these situations, bolts arenormally stored under protected conditions and notexposed to weather. In these applications, therefore, therelationship between torque and tension is fairly constantand easily measured.

In the structural industry these conditions are rarelypresent. The bolts used very often are exposed toweather and general site contamination before beinginstalled in structural connections. This leads to anextremely variable relationship between torque andinduced shank tension due to the variable friction between the nut and the bolt threads, and the nut andthe washer faces. Also, experience shows that torquewrenches of suitable capacity are not readily available onmany sites, and load calibration to be carried out onceper shift.

Torque control as a method may only be used as aninspection method for the detection of gross undertensioning.

A general review of bolt tensioning procedures may befound in Ref.4.

K7.12.7.2.2 Part-turn Method of Tensioning

The objective is to draw the load-transmitting plies intoeffective contact, and to achieve this, all bolts in the jointshould be brought to the snug-tight condition first. Whensnug-tightening by hand, the full effort of a person on astandard podger spanner is expected. Podger spannerhave handles ranging from 400 mm in length, dependingon the size of the bolt head. Where a pneumatic impactwrench is used for snug-tightening, the achievement ofclose contact between the plies is normally detectable asa distinct change in note as the wrench ceases to rotatefreely and starts impacting.

Bila dispesifikasikan baut M30 atau M36, pengencangandapat menjadi sulit, tergantung pada kapasitas peralatanyang tersedia di lapangan.

Susunan baut-mur yang digalvanis panas dan digalvanislistrik menunjukan korelasi torsipenegangan yang lebihvariabel dibanding baut polos, karena gesek antarabenang mur dan baut yang dicat akan meningkat. Murdari baut yang digalvanis panas dan digalvanis listrik harus diberikan pelumasan tambahan.

Cara pengencangan dengan pengendalian torsi tidakdiijinkan. Alasan untuk ini adalah bahwa pengalamansejak diperkenalkan baut kekuatan tinggi telahmenunjukan bahwa cara tersebut untuk pencapaianpenegangan baut adalah sangat kurang tepat dalampenerapan struktur umum.

Pengencangan dengan pengendalian torsi berasal dariindustri teknik mekanik dimana digunakan baut dengankualitas permukaan lebih halus. Sebagai tambahan,dalam keadaan tersebut, baut umumnya tersimpandalam keadaan terlindung dan tidak terbuka terhadapcuaca. Pada penggunaan tersebut, dengan demikian,korelasi antara torsi dan penegangan adalah seragamdan mudah terukur.

Dalam industri struktural keadaan tersebut jarang terjadi.Baut yang digunakan sering terbuka terhadap cuaca danpencemaran lapangan sebelum dipasang dalamhubungan struktural. Ini menuju pada korelasi sangatvariabel antara torsi dan penegangan batang akibatgesek yang variabel antara mur dan benang baut, danpermukaan mur dan cincin. Juga, pengalamanmenunjukan bahwa torsi-meter dengan kapasitasmemadai tidak selalu tersedia di lapangan, dan kalibrasibeban harus dilakukan sekali pada tiap tahap.

Cara pengendalian torsi hanya boleh digunakan sebagaicara pemeriksaan untuk menemukan pengencanganyang sangat kurang.

Pandangan umum dari cara pengencangan baut dapatdiperoleh dalam Pustaka 4.

K7.12.7.2.2 Cara Pengencangan Fraksiputaran

Tujuannya adalah untuk membawa pelat penyalur bebankedalam kontak efektif, dan untuk mencapai ini, semuabaut dalam pertemuan dibuat mula-mula dalan keadaankencang tangan. Bila pengencangan permulaan dengantangan, diperlukan tenaga penuh dari satu orang padaalat pengencang standar. Alat pengencang mempunyailengan yang bervariasi mulai dari panjang 400 mm, tergantung pada ukuran kepala baut. Bila pengencangpneumatik digunakan untuk pengencangan permulaan,pencapaian kontak dekat antara pelat umumnya terlihatsebagai perubahan nyata karena pengencang berhentiberputar bebas dan mulai menekan.

K7 - 78

With larger connections, two runs over the bolts to checkthe snug-tight condition is suggested, as the load-transmitting plies will be drawn in gradually, tending to loosen those bolts which were snugtightened first.

In the final tensioning, the non-rotating part should be held by a hand spanner to prevent it from turning.

The use of marked wrench sockets is a desirable visuallaid for the operator to control nut rotation, whether or notthe inspection procedure calls for permanent locationmarks. Where permanent location marks are required,they should remain visible until inspection is completed.

Part-turn tensioning may occasionally induce too high abolt tension in very short bolts used in thin grips. Theoccurrence of this condition will be indicated by anabnormal number of bolt breakages during tensioning. Ifsuch a condition arises, it may be necessary to establisha reduced nut rotation from snug-tight by carrying out nutrotation-bolt tension tests.

The nut rotation values given in Table 7.22 are based onAISC(US) values in Ref. 6, and reflect reduced rotationrequirements in thin grips.

K7.12.7.2.3 Tensioning by Use of Direct TensionIndicator

In making provision for this method of control oftensioning, note was taken of the marketing of devicesfor providing direct indications of bolt tension. It wasnoted that the capability of such devices for indicating theachievement of minimum bolt tension could be checkedby carrying out tensioning of sample bolts and nutsagainst a load cell or similar apparatus.

The Design Engineer should satisfy himself that thedirect-tension indicators do actually indicate the correct bolt tensions, preferably by carrying out, or havingavailable the results of, tests of the device in a load cell.American practice is to require that such devices indicatea tension not less than 105% of the minimum bolt tensionrequired by Table 7.19 (Commentary to Ref. 6).

Direct tension indicators must satisfy two conflicting criteria:

i. they must show that the minimum bolt tension hasbeen achieved, and

ii. they must prevent over-tightening that results in breaking of the bolt.

Pada hubungan lebih besar, disarankan dua lintasanmelalui baut untuk pemeriksaan keadaan kencangtangan, karena pelat penyalur beban akan bertahapberada dalam kontak, yang cenderung melepaskan bautyang sudah kencang tangan terlebih dahulu.

Dalam pengencangan akhir, bagian tidak berputar harusditahan oleh pengencang tangan untuk mencegahnyaterhadap putaran.

Penggunaan soket pengencang bertanda adalahpenolong visual yang diperlukan oleh operator agarmengendalikan putaran mur, meskipun perlu atau tidakperlu untuk pemberian tanda lokasi tetap dalam tahapanpemeriksaan. Bila tanda lokasi tetap diperlukan, merekaharus tetap terlihat sampai seluruh pemeriksaan selesai.

Pengencangan fraksi putaran dapat kadang-kadangmenyebabkan penegangan baut terlalu tinggi dalam bautsangat pendek yang digunakan dalam pegangan tipis.Terjadinya keadaan ini akan terlihat dengan sejumlahbaut yang putus selama pengencangan. Bila keadaantersebut terjadi, perlu ditetapkan putaran mur yangdikurangi terhadap kencang tangan dengan melakukanpengujian tegangan baut terhadap putaran.

Nilai putaran mur yang diberikan dalam Tabel 7.22 adalah berdasarkan nilai AISC(US) dalam Pustaka 6,dan mencerminkan persyaratan putaran yang dikurangidalam pegangan tipis.

K7.12.7.2.3 Pengencangan dengan PenggunaanIndikator Tarik Langsung

Dalam membuat persyaratan untuk cara pengendalianmutu dengan tarik langsung, telah diperhatikan bahwaalat indikator tarik langsung untuk baut tersedia dipasaran. Perlu diperhatikan bahwa kemampuan alattersebut sebagai indikator pencapaian tarikan minimumbaut dapat diperiksa dengan melakukan tarikan baut danmur contoh terhadap sel beban atau alat serupa.

Ahli Teknik Perencana harus yakin sendiri bahwaindikator tarik langsung benar menunjuk tarikan bautyang tepat, dengan sebaiknya melakukan, ataumempunyai hasil yang tersedia dari, pengujian alatdalam sel beban. Cara Amerika adalah mensyaratkanagar alat tersebut menunjuk tarikan tidak kurang dari105% dari tarikan baut minimum yang diperlukan sesuaiTabel 7.19 (Penjelasan Pust.6).

Indikator tarik langsung harus memenuhi dua kriteriayang berlawanan:

i. mereka harus memperlihatkan bahwa tarikanbaut minimum telah tercapai dan

ii. mereka harus mencegah pengencangan berlebihyang menyebabkan putusnya baut

K7 - 79

The criteria provide a relatively narrow "window" for the correct operation of the direct tension indicators and it is inevitable that some samples from a batch will test outside these limits. The approach taken in this sub-clause is to ensure that the average bolt tension in groupis unlikely to be less than the minimum specified value.For this purpose, the minimum size of a bolt group hasbeen assumed to be 4 bolts. In almost every practicalcase this number will be exceeded and the acceptancecriteria will become more conservative.

It is importance to note that the use of directtensionindication devices still requires the observance of the twostage procedure, namely initial snug-tightening to bringthe plies into effective contact, followed by full tensioning.Observance of this procedure is imperative to ensurethat the tensioning of subsequent bolts does not result in a loss of tension in those bolts tensioned previously. It should also be noted that incorporation of a tensionindication device in the bolt nut-washer assembly mayrequire some slight addition to the bolt length allowance.

K7.12.8 DESIGN OF WELDS

K7.12.8.1 Scope

K7.12.8.1.1 General

No commentary.

K7.12.8.1.2 Weld Types

No commentary.

K7.12.8.1.3 Design Method

No commentary.

K7.12.8.2 Complete and Incomplete Penetration Butt Welds

K7.12.8.2.1 Definitions

No commentary.

K7.12.8.2.2 Size of Weld

The Code requires the size of weld to be specified in the drawings. This presents no problem in respect of complete penetration butt welds where the term "complete penetration butt weld" or the appropriatesymbol describe the desired result.

Kriteria mengadakan 'jalur' relatif sempit untuk operasitepat dari indikator tank langsung dan tidak dapatdihindari bahwa beberapa contoh uji dari satu kelompokakan berada diluar batas tersebut. Pendekatan yangdiambil dalam ayat ini adalah menjamin bahwa tarikanbaut rata-rata dalam kelompok jarang kurang dari nilaispesifikasi minimum. Untuk maksud ini, ukuran kelompokbaut minimum telah dianggap sebagai empat baut.Dalam hampir setiap kasus praktis, jumlah tersebut akandilampaui dan kriteria persetujuan akan menjadi lebihkonservatif.

Adalah penting agar memperhatikan bahwa penggunaanalat indikator tank langsung tetap memerlukanpengamatan dengan dua tahap, yaitu kencang tanganpermulaan untuk membawa pelat kedalam kontak efektif, diikuti oleh pengencangan penuh. Pengamatan tahapantersebut adalah sangat membantu untuk menjaminbahwa pengencangan baut berurutan tidakmenyebabkan kehilangan tarikan dalam baut yangdikencangkan terdahulu. Juga harus diperhatikan bahwapenggunaan alat indikator langsung dalam susunanbaut-mur-cincin dapat memerlukan sedikit penambahanpanjang baut.

K7.12.8 RENCANA PENGELASAN

K7.12.8.1 Lingkup

K7.12.8.1.1 Umum


K7.12.8.1.2 Jenis Las


K7.12.8.1.3 Cara Perencanaan


K7.12.8.2 Las Tumpul Penetrasi Penuh dan Sebagian

K7.12.8.2.1 Definisi


K7.12.8.2.2 Ukuran Las

Peraturan mensyaratkan agar ukuran las dispesifikasidalam gambar. Ini tidak menjadi masalah untuk lastumpul penetrasi penuh dimana istilah 'las tumpulpenetrasi penuh' atau simbol sesuai menjelaskan hasilyang diinginkan.

K7 - 80

However, for incomplete penetration butt welds, the Design Engineer determines the design throat thicknessby calculation using Clause 7.12.8.2., while the size isfunction of:

i. the design throat thickness;

ii. the welding process; and

iii. the details of the weld preparation.

Rather than specifying the size of an incompletepenetration butt weld, the drawings should show therequired design throat thickness. This then allows thefabricator to procedure the required design throatthickness by selecting a suitable weld preparation,welding process and welding position. This is particularlyimportant in the case where a fully automatic weldingprocess is to be used, as sub-clause 7.12.8.2.3. (iii)permits some advantage to be gained due to the deeppenetration usually achievable.

K7.12.8.2.3 Design Throat Thickness

The design throat thickness is the minimum dimension of the weld throat used for purpose of strength assessmentin Sub-clause 7.12.8.2.7.

For fully-automatic are welding processes sub-clause (iii)permits advantage to be taken of the penetrationachievable with such processes to reduce the size of theweld deposited, provided a macro test demonstrates theviability of the procedure.

K7.12.8.2.4 Effective Length

The length of a continuous full size weld is not necessarily the actual weld length. In certain cases, it isnecessary to use run-off tabs to ensure that a full sizeweld is present at the ends of a weld. Otherwise the effective length may be reduced below the actual length.

K7.12.8.2.5 Effective Area

No commentary.

K7.12.8.2.6 Transition of Thickness or Width

Where parts subject to tension are varied in thickness orwidth or both, the required smooth transition can bemade by the methods given in Figure 719. The maximumtaper of 1:1 is a mandatory upper limit for either thickness or width transitions of parts in tension, althoughsmaller tapers may be chosen, usually at some costpenalty. Some welded detail categories in Section 13(Fatigue) require tapers no greater than 1:2.5, and

Bagaimanapun, untuk las tumpul penetrasi sebagian,perencana menentukan tebal leher dengan perhitungansesuai Pasal 7.12.8.2, sedang ukuran adalah fungsi dari:

i. tebal rencana leher

ii. cara pengelasan; dan

iii. detail persiapan las

Selain dari menspesifikasi ukuran las penetrasisebagian, gambar harus memperlihatkan tebal rencanaleher. Ini kemudian mengijinkan pihak pabrik untukmelaksanakan tebal rencana leher dengan memilihpersiapan las sesuai, cara pengelasan dan kedudukanpengelasan. Ini khususnya penting dalam hal dimanacara pengelasan otomatik akan digunakan, seperti ayat7.12.8.2.3(iii) mengijinkan suatu keuntungan yangdiperoleh akibat penetrasi dalam yang umumnya dapatdicapai.

K7.12.8.2.3 Tebal Rencana Leher

Tebal rencana leher adalah dimensi minimum dari leherlas yang digunakan untuk maksud pendekatan kekuatandalam ayat 7.12.8.2.7.

Untuk cara pengelasan otomatik penuh ayat (iii)mengijinkan keuntungan dari penetrasi yang dapatdicapai dengan cara demikian untuk mengurangi ukuranlas, dengan syarat pengujian makro memperlihatkankemampuan cara tersebut.

K7.12.8.2.4 Panjang Efektip

Panjang las ukuran penuh menerus tidak perlumerupakan panjang las aktual. Dalam hal tersebut, perludigunakan penahan sementara agar menjamin bahwalas ukuran penuh terwujud pada ujung-ujung las. Bila tidak, panjang efektif dapat dikurangi dibawah panjangaktual.

K7.12.8.2.5 Was Efektip


K7.12.8.2.6 Peralihan Tebal atau Lebar

Bila bagian yang memikul tarik bervariasi dalam tebalatau lebar atau keduanya, peralihan bertahap yangdiperlukan dapat dibuat dengan cara yang diberikandalam Gambar 7.19. Kelandaian maksimum sebesar 1:1adalah mutlak batas atas untuk peralihan tebal ataulebar dari bagian tertarik, walaupun kelandaian lebihkecil boleh dipilih, umumnya dengan biaya lebih besar. Beberapa kategori detail las dalam Bagian 13 (fatik)memerlukan kelandaian yang tidak melebihi

K7 - 81

Clause 12.8.2.6. makes clear that this lesser taper should be observed in such cases. In parts subject tocompression, there is no need for a gradual transition,while for those subject to shear, a 1:1 maximum tapes isrecommended.

It is recommended that a taper less than 1:2.5 not beused, especially for thickness transitions, since in general the lesser the taper the greater the cost due todifficulties in preparation. Excessively low tapers onthickness transitions may need to be machined, whichcan be very costly.

The rationale for the 1:1 transition is related to theequivalent stress effect of weld defects andreinforcement. A more gradual transition is of littlepractical use if notches and stress concentration effectsprevail adjacent to and in the weld.

Figure 7.19 (a) of the code illustrates the variousmethods of achieving the required thickness transitiondepending on whether the adjoining parts havecentreline or offset alignment. When a large difference inthickness exists, there is little option but to prepare theparts to be joined with a special edge preparation. Thiswill usually require a flame cut or machined edge withmultiple faces.

Where the offset or thickness differential is less than thethickness of the thinner part connected, the transitionsmay be achieved by tapering the, weld to the top surfaceof the thinner part.

Alternatively, the weld may be tapered to the chamferedface of the thicker part with subsequent tapering of theunfused top edge.

The recommended method for width transitions of buttjoints in parts of unequal width is by chamfering the widerpart with the taper of the chamfer not being steeper than1:1 (see Figure 7.19).

K7.12.8.2.7 Strength Assessment of a Butt Weld

In a complete penetration butt weld, the throat thicknessof the weld is equal to that of the thinner part joined, andsince there is significant mixing of parent material anddeposited weld metal, the design capacity is taken as that of the parts being joined.

Incomplete penetration butt welds are treated as filletwelds for design purposes, and accordingly the strength assessment is made using sub-clause 7.12.8.3.10.

1:2.5, dan Pasal 12.8.2.6 menjelaskan bahwa kelandaianlebih kecil harus ditempuh dalam hal demikian. Padabagian yang memikul tekan, tidak ada keperluan untukperalihan bertahap, sedang untuk yang memikul geser,dianjurkan kelandaian maksimum 1:1.

Dianjurkan bahwa kelandaian kurang dari 1:2.5 jangandigunakan, khusus untuk peralihan tebal, karenaumumnya kelandaian Iebih kecil menaikan biaya karenakesulitan pengerjaannya. Kelandaian terlalu kecil padaperalihan tebal perlu digerinda, yang dapat menjadisangat mahal.

Kewajaran peralihan 1:1 adalah berkaitan denganpengaruh tegangan ekivalen dari cacat las danperkuatan. Peralihan lebih berangsur adalah kurangbermanfaat bila cacat celah dan pemusatan teganganberperan dekat dan didalam las.

Gambar 7.19 (a) dari Peraturan memperlihatkanberbagai cara untuk mencapai peralihan tebal yangdiperlukan yang tergantung apakah bagian bersambungmempunyai garis pusat atau penyimpangan alinemen.Bila terdapat perbedaan besar dalam tebal, tidak adapilihan selain mempersiapkan bagian yang akandisambung dengan pengerjaan tepi secara khusus. Iniakan umumnya memerlukan pemotongan dengan apiatau tepi yang digerinda.

Bila penyimpangan atau perbedaan tebal adalah kurangdari tebal bagian lebih tipis yang dihubungkan, peralihandapat dicapai dengan melandaikan las sampaipermukaan atas dari bagian lebih tipis.

Sebagai alternatif, las dapat dilandaikan sampaipermukaan landai dari bagian Iebih tebal dengankemudian melandaikan tepi atas yang tidak terleleh.

Cara yang dianjurkan untuk peralihan lebar daripertemuan las tumpul dalam bagian yang tidak samalebar adalah dengan melandaikan bagian lebih lebardengan kelandaian dari landai tidak lebih tajam dari 1:1(lihat Gambar 7.19).

K7.12.8.2.7 Pendekatan Kekuatan Las Tumpul

Pada las tumpul penetrasi penuh, tebal las adalah samadengan tebal bagian lebih tipis yang dihubungkan, dankarena terjadi cukup perpaduan antara bahan induk danlogam las yang ditempatkan, kapasitas rencana diambilseperti kapasitas bagian yang dihubungkan.

Las tumpul penetrasi sebagian dianggap sebagai lassudut untuk maksud perencanaan, dan demikianpendekatan kekuatan dibuat dengan menggunakan ayat7.12.8.3.10.

K7 - 82

K7.12.8.3 Fillet Welds

K7.12.8.3.1 Size of a Fillet Weld

The definition of fillet weld size is illustrated in Figure7.20 wherein tw is the size (the leg length). Usual practiceis to denote the size of a fillet weld by leg length, whileEuropean practice is to use the throat dimension(tt).

Preferred fillet weld sizes have the advantage of setting astandard size range for design engineers to work to, and are sizes measurable with the available fixed fillet weldgauges. There is no restriction implied on using non-preferred sizes.

K7.12.8.3.2 Minimum Size of a Fillet Weld

The minimum sizes of fillet welds given in Table 7.24 canall be made as a single run welds. It is recommendedthat the provisions of Table 7.24 also be used for the rootrun of multi-run welds, even though the code is notexplicit in this regard.

The provisions of the Clause are intended to ensure thatsufficient heat input is provided in order to reduce thepossibility of cracking occurring in either the heat-affected zone or in the fillet weld itself, especially inrestrained joints. Thick material and small welds mayresult in a rapid cooling of the weld metal, due to thethick material acting as a heat sink, and this may result ina loss of ductility or cracking.

K7.12.8.3.3 Maximum Size of a Fillet Weld Along an Edge

Note that in Case (b) of Figure 7.21, the design throatthickness must be based on the size tw which is less thant, while for Cases (a) and (c), the size tw equals thethickness t. The reason for the difference in Case (b) isthat, if top edge melting occurs, it is difficult to determinethe true size of the fillet welds.

K7.12.8.3.4 Design Throat Thickness

In similar manner to butt welds, advantage may be takenof the increase penetration achievable with a fullyautomatic welding process, in order to reduce the size(but not the design throat thickness) of a fillet weld-85%of the penetration being considered as part of the designthroat thickness. The viability of the procedure must bedemonstrated by means of a macro test.

K7.12.8.3 Las Sudut

K7.12.8.3.1 Ukuran Las Sudut

Ketentuan las sudut diperlihatkan dalam Gambar 7.20dimana tw adalah ukurannya (panjang kaki). Kebiasaanumum adalah untuk menyatakan ukuran las sudutdengan panjang kaki, sedang kebiasaan Eropa adalahuntuk menggunakan ukuran leher (tt).

Ukuran las sudut yang diutamakan mempunyaikeuntungan dalam menetapkan batas variasi ukuranstandar untuk Perencana yang bekerja dengannya, danadalah ukuran yang terukur dengan alat pengukur lassudut yang tersedia. Tidak terdapat pembatasan padapenggunaan ukuran lain dari yang diutamakan.

K7.12.8.3.2 Ukuran Minimum Las Sudut

Ukuran minimum las sudut yang diberikan dalam Tabel7.24 dapat semua dibuat sebagai lintasan las tunggal.Dianjurkan bahwa persyaratan Tabel 7.24 jugadigunakan untuk lintasan akar dari lintasan majemuk las,walaupun Peraturan tidak menjelaskan hal tersebut.

Persyaratan pasal dimaksud untuk menjamin bahwapemasukan panas yang cukup diadakan agarmengurangi kemungkinan retakan yang terjadi dalamdaerah yang dipengaruhi oleh panas atau dalam lassudut sendiri, khususnya dalam pertemuan tertahan.Bahan yang tebal dan las kecil dapat menyebabkanpendinginan cepat dari logam [as, akibat bahan tebalyang bekerja sebagai penurun panas, dan cara ini dapatmenghasilkan kehilangan daktilitas atau keretakan.

K7.12.8.3.3 Ukuran Maksimum Las SudutSepanjang Tepi

Perhatikan bahwa dalam kasus (b) dari Gambar 7.21,tebal rencana dari leher harus berdasarkan ukuran tw,yang lebih kecil dari t, sedang untuk kasus (a) dan (c), ukuran tw sama dengan tebal t. Alasan untuk perbedaandalam kasus (b) adalah, karena sulit untuk menentukanukuran benar dari las sudut.

K7.12.8.3.4 Tebal Rencana Leher

Dengan cara sama seperti las tumpul, keuntungan dapatdiperoleh dari peningkatan penetrasi yang tercapaidengan cara pengelasan otomatik penuh, agarmengurangi ukuran (tetapi tidak tebal rencana leher) darilas sudut sampai 85% penetrasi yang dipertimbangkansebagai bagian dari tebal rencana leher. Kebenaran caraharus diperlihatkan melalui pengujian makro.

K7 - 83

K7.12.8.3.5 Effective Length

It is important to note that the effective length is theoverall length of the full-size fillet weld. Previous editionsof the Standard up until the 1 970's required a deductionof twice the weld size from the actual length, but experience has proved that this provision is unnecessary.

K7.12.8.3.6 Effective Area

No commentary.

K7.12.8.3.7 Transverse Spacing of Fillet Welds

The provisions of this sub-clause are empirical, based onsuccessful past practice.

K7.12.8.3.8 Spacing of Intermittent Fillet Welds

The provisions specified are empirically based onsuccessful past practice.

K7.12.8.3.9 Built-up Members - Intermittent Fillet Welds

The provisions specified are empirically based onsuccessful past practice.

K7.12.8.3.10 Ultimate Limit State for Fillet Welds

The nominal strength is based on a failure stress of 0.6fuw in shear on the weld throat (tt) which is assumed to be

the failure plane. Considering the design actions (v ,

v *vt , v * ) on the fillet weld throat, a general form of a

failure criterion may be written as (Refs 19 and 20):

*n

1v

Where:

v * = design force per unit length of weldnormal to the plane of the fillet weldthroat

n

v *1 = design shear force per unit length of

weld longitudinal to the plane of the fillet weld throat.

v *t = design shear force per unit length of

weld transverse to the plane of the filletweld throat.

K7.12.8.3.5 Panjang Efektip

Penting untuk memperhatikan bahwa panjang efektifadalah panjang dari keseluruhan las sudut ukuranpenuh. Edisi standar sebelumnya sampai dengan 1970mensyaratkan pengurangan sebesar dua kali ukuran las dari panjang aktual, tetapi pengalaman membuktikanbahwa syarat tersebut tidak perlu.

K7.12.8.3.6 Luas Efektip


K7.12.8.3.7 Jarak Melintang antar Las Sudut

Persyaratan ayat adalah empirik, berdasarkanpengalaman berhasil di masa lampau.

K7.12.8.3.8 Jarak antar Las Sudut TidakMenerus


K7.12.8.3.9 Unsur Tersusun - Las Sudut TidakMenerus


K7.1 2.8.3.10 Keadaan Batas Ultimate untuk LasSudut

Kekuatan nominal adalah berdasarkan tegangan runtuhsebesar 0.6 fuw dalam geser leher las (tt) yang dianggapmenjadi bidang runtuh. Mempertimbangkan aksi rencana

(v * , v , v ) pada leher las sudut, bentuk umum dari kriteria runtuh dapat ditulis sebagai (Pust. 19 dan 20):

n*vt

*1v

dengan:

v = gaya rencana persatuan panjang lastegak lurus bidang leher las sudut

*n

v = gaya geser rencana per satuanpanjang las memanjang bidang leherlas sudut

*1

v = gaya geser rencana per satuanpanjang las melintang bidang leher lassudut

*t

K7 - 84

For Clause 7.12.8.3.10, values of kv = 1.0 and kw = 1.0were adopted based on the studies reported in Refs 19and 20.

An alternative approach is to use a load-deformationmethod which recognises that the weld has a finitedeformation capacity, and attempts to obtain the load-deformation curve for fillet welds by test. This data is then used to predict the failure load of any fillet weld (seefor example Ref. 23).

The influence of bending moments at the faces of theweld and of normal forces applied longitudinally to theweld cross-section have been shown to have littleinfluence on the weld strength (Refs 21 and 22).

The reduction factor (kr) essentially reduces the effectiveweld length (Lw) determined in accordance with Clause7.12.8.3.5. The reduction in effective length applies to lapjoints with long weld elements to account for non-uniformity in the stress distribution along the weld.

For fillet lap connections, there is no minimum lengthbeyond that required by Clause 7.12.8.3.5. Wherelongitudinal fillet welds are used alone in a connection,Ref. 18 requires the length of each weld to be at leastequal to the width of the connecting material, because of shear lag. By providing a minimum lap of five times thethickness of the thinner part of a lap joint, the resultingrotation of the joint when pulled will not be excessive.

K7.12.8.4 Plug and Slot Welds

Typical uses for plug and slot welds are to transmit shearin a lap joint or to prevent the buckling or separation ofthe plates in a lap joint. Their use is not extensive forstructural application.

The provisions of Clause 7.12.8.4.2 are based onresearch reported in Ref. 25, which concluded that thetraditional approach of using an average shear failurestress over the hole area is an acceptable designapproach. The following detailing provisions are basedon the provisions of the AWS Structural Welding Code(Ref. 26) AISC (US) provisions are identical (Ref. 18).

The diameter of the hole for a plug weld should be not less than the thickness of the part containing it plus 8mm. the diameter should not exceed either the minimumdiameter plus 3 mm, or 2.25 times the thickness of thepart, whichever is the greater.

Untuk pasal 7.12.8.3.10, nilai kv = 1.0 dan kw = 1.0diambil berdasarkan laporan studi dalam Pustaka 19 dan20.

Pendekatan alternatif adalah menggunakan caradeformasi-beban yang menganggap las mempunyaikapasitas deformasi hingga, dan berusaha memperolehlengkung deformasi-beban untuk las sudut melaluipengujian. Data tersebut kemudian digunakan untukmemperkirakan beban runtuh dari tiap las sudut (lihatcontoh dalam Pust.23).

Pengaruh momen lentur pada permukaan [as dan darigaya normal yang bekerja memanjang terhadappenampang las telah menunjukan mempunyai pengaruhkecil pada kekuatan las (Pustaka 21 dan 22).

Faktor reduksi (kr) sangat mengurangi panjang las efektif (Lw) yang ditentukan sesuai Pasal 7.12.8.3.5.Pengurangan panjang efektif berlaku untuk pertemuanmenindih dengan elemen las panjang untukmemperhitungkan tidak meratanya pembagian tegangansepanjang las.

Untuk las sudut dalam hubungan menindih, tidakterdapat panjang minimum melebihi yang disyaratkanoleh Pasal 7.12.8.3.5. Dimana las sudut memanjangdigunakan sendiri dalam hubungan, Pustaka 18mensyaratkan bahwa panjang tiap las paling sedikitsama dengan lebar dari bahan yang dihubungkan,karena perlambatan geser. Dengan mengadakanpanjang lebih sebesar minimum lima kali tebal bagianlebih tipis dalam pertemuan menindih, rotasi yangdihasilkan oleh pertemuan bila tertarik tidak akanberlebih.

K7.12.8.4 Las Pengisi

Penggunaan tipikal untuk las pengisi adalahmenyalurkan geser dalam pelat menindih atau untukmencegah tekuk atau pemisahan pelat dalam hubunganmenindih. Penggunaan mereka tidak luas dalampenerapan struktural.

Persyaratan Pasal 7.12.8.4.2 adalah berdasarkanpenelitian yang dilaporkan dalam Pustaka 25, yangmenyimpulkan bahwa pendekatan tradisional denganmenggunakan tegangan geser runtuh rata-rata pada luaslubang adalah pendekatan perencanaan yang disetujui.Persyaratan rinci berikut adalah berdasarkanpersyaratan AWS Structural Welding Code (Pust.26).Persyaratan AISC(US) adalah identik (Pust.18 ).

Diameter lubang untuk las pengisi tidak boleh kurangdari tebal bagian yang memuatnya ditambah 8 mm.Diameter tidak boleh melebihi diameter minimumditambah 3 mm, atau 2.25 kali tebal bagian, yang manalebih besar.

K7 - 85

The minimum centre-to-centre spacing of plug weldsshould be 4 times the diameter of the hole.

The depth of the filling of plug welds in material 16 mm orless should be equal to the thickness of the material. Forthicknesses over 16 mm, the depth should be at leastone-half the thickness of the material, but not less than16 mm.

The length of the slot for a slot weld should not exceed10 times the thickness of the part containing it. The widthof the slot should be not less than the thickness of thepart containing it plus 8 mm. The width should notexceed either the minimum width plus 3 mm, or 2.25times the thickness of the part, whichever is the greater.

The ends of the slot should be semicircular or shouldhave the corners rounded to a radius not less than thethickness of the part containing it, except those endswhich extend to the edge of the part.

The minimum spacing of lines of slot welds in a directiontransverse to their length should be 4 times the width ofthe slot. The minimum centre-to-centre spacing in alongitudinal direction on any line should be 2 times thelength of the slot.

K7.12.8.5 Compound weld

No commentary.

K7.12.9 ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A WELDGROUP

K7.12.9.1 Weld Group Subject to Inplane Loading

K7.12.9.1.1 General Method of Analysis

In the general method of analysis, the nominal capacityof a welded connection with a constant thickness weldgroup is assessed by treating that connection as a weldgroup of unit thickness in isolation from the attachedelements or members.

In connection at the end of a member is viewed as a weld group in isolation from that member, then thenominal capacity of the weld group may be determinedby either an elastic or an ultimate strength approach.Both methods are based upon assumptions (i) and (ii) ofthe Clause, rotation being assumed about aninstantaneous centre.

The elastic or linear method is the traditional approach to the assessment of the load capacity of a weld group. Theforce per unit length of welds is considered to beproportional to the distance from the instantaneouscentre.

Jarak minimum dari pusat-pusat las pengisi harussebesar empat kali diameter lubang.

Kedalaman pengisian las pengisi dalam bahan 16 mm atau lebih kecil harus sama dengan tebal bahan. Untuktebal diatas 16 mm, kedalaman harus paling sedikitsetengah dari tebal bahan, tetapi tidak kurang dari 16mm.

Panjang sela untuk las pengisi tidak boleh melebihisepuluh kali tebal bagian yang memuatnya. Lebar selatidak boleh kurang dari tebal bagian yang memuatnyaditambah 8 mm. Lebar tidak boleh melebihi lebarminimum ditambah 3 mm, atau 2.25 kali tebal bagian,yang mana lebih besar.

Ujung-ujung sela harus semi-lingkaran atau harusmempunyai pembulatan sudut sampai jari-jari tidakkurang dari tebal bagian yang memuatnya, kecualiujung-ujung yang meluas sampai ujung bagian.

Jarak antara minimum dari garis las sela dalam arahmelintang terhadap panjangnya harus empat kali lebar dari sela. Jarak pusat-pusat minimum dalam arahmemanjang pada tiap garis harus dua kali panjang sela.

K7.12.8.5 Las Tersusun


K7.12.9 PENDEKATAN KEKUATANKELOMPOK LAS

K7.12.9.1 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan dalam Bidang

K7.12.9.1.1 Cara Analisis Umum

Pada cara analisis umum, kapasitas nominal hubunganyang dilas dengan kelompok las tebal tetap, diperkirakandengan menganggap hubungan sebagai kelompok lasdengan satuan tebal dan terpisah dari elemen atau unsuryang ditambahkan.

Pada hubungan di ujung unsur ditinjau sebagaikelompok las terpisah dari unsur tersebut, kemudiankapasitas nominal dari kelompok las dapat ditentukanoleh perkiraan elastis atau kekuatan ultimate. Keduacara adalah berdasarkan anggapan (i) dan (ii) dari pasal,rotasi dianggap terhadap pusat langsung.

Cara elastis atau linier adalah pendekatan tradisionaluntuk perkiraan kapasitas beban dari kelompok las.Gaya per satuan panjang las dipertimbangkan sebandingdengan jarak dari pusat langsung.

K7 - 86

Derivations of the fundamental equations have beengiven in Refs 23 and 24.

Once the forces per unit length have been determined,the nominal capacity may be determined using the failurecriteria of sub-clause 7.12.8.3.10.

This method has been adopted in the Code becausereliability studies reported in Refs 19 and 20 haveindicated that the method is sufficiently reliable, whilehaving the virtue of being simpler to apply than thealternative methods and being amenable to handcalculation.

The ultimate strength analysis of a fillet weld group hasbeen described in Refs 21 and 23. For this type ofanalysis, the weld group is discretized into short elements of fillet weld. The load-deformationrelationships determined by testing are considered todescribe the behaviour of each element. Although theweld forces are still considered to act normal to theradius from the instantaneous centre, the magnitude of the force is not proportional to the radius. Theinstantaneous centre should therefore be determined bytrial and error. The ultimate load capacity correspondingto the achievement of an ultimate displacement conditionat some point in the weld group can then be determined.

K7.12.9.1.2 Alternative Analysis

An alternative approach is offered in which a fillet weldgroup is designed as an extension of the connectedmember by maintaining a consistent distribution of forces so that equilibrium is satisfied at the interface betweenthe weld element and the parent plate. For example, in acommonly adopted theory, only the web of the beam isassumed to resist vertical shear force whereas in weldgroup theory, the shear force may be considered to be uniformly distributed over the length of the weld. A similardifference in the assumed force distribution exists for a beam subjected to torsion. This alternative analysisallows the assumptions made in member design also to be used for the design of the fillet weld group.

K7.12.9.2 Weld Group Subject to Out of-plane Loading

K7.12.9.2.1 General Method of Analysis

The same comments made in Clause K7.12.9.1.1 apply.References containing analysis procedures within theprovisions of the Clause are outlined in Refs 1 and 24.

K7.12.9.2.2 Alternative Analysis

See sub-clause 7.12.9.1.2.

Penurunan rumus dasar telah diberikan dalam Pustaka23 dan 24.

Sekali gaya per satuan panjang telah ditentukan,kapasitas momen dapat ditentukan denganmenggunakan kriteria runtuh dari ayat 7.12.8.3.10.

Cara ini telah diambil dalam Peraturan karena laporanstudi dalam Pustaka 19 dan 20 telah menunjukan bahwacaranya cukup tepat, sedang lebih sederhana untukdigunakan dibanding cara alternatif dan mudah untukdihitung tangan.

Analisis kekuatan ultimate dari kelompok las sudut telahdijelaskan dalam Pustaka 21 dan 23. Untuk jenis analisistersebut, kelompok las dianggap dalam elemen-elemenpendek dari las sudut. Korelasi deformasi-beban yangdtentukan melalui pengujian dipertimbangkanmenjelaskan perilaku tiap elemen. Walaupun gaya lastetap dianggap bekerja normal terhadap jari-jari daripusat langsung, besaran gaya adalah sebanding denganjari-jari. Pusat langsung dengan demikian harusditentukan dengan uji coba. kapasitas beban ultimatesesuai dengan pencapaian keadaan simpangan ultimatepada suatu titik dalam kelompok las dapat ditentukankemudian.

K7.12.9.1.2 Analisis Alternatip

Pendekatan alternatif disajikan padamana kelompok lassudut direncanakan sebagai perluasan dari unsur yangdihubungkan dengan mempertahankan pembagian gayayang tetap sehingga keseimbangan terpenuhi padapermukaan antara dari elemen las dan pelat induk.Sebagai contoh, pada teori yang umum dianut, hanyapelat badan unsur dianggap menahan gaya geservertikal sedang dalam teori kelompok las, gaya geserdapat dianggap terbagi rata sepanjang las. Perbedaanserupa dalam pembagian gaya yang dianggap terdapatpada balok yang memikul puntir. Analisis alternatifmengijinkan dibuatnya anggapan dalam perencanaanunsur yang juga digunakan untuk perencanaankelompok las sudut.

K7.12.9.2 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Luar Bidang

K7.12.9.2.1 Cara Analisis Umum

Penjelasan sama sesuai Pasal K7.12.9.1.1 berlaku.Pustaka yang memuat cara analisis dalam lingkuppersyaratan pasal terdapat dalam Pustaka 1 dan 24.

K7.12.9.2.2 Analisis Alternatip

Lihat ayat 7.12.9.1.2.

K7 - 87

K7.12.9.3 Weld Group Subject to Inplane and Out-of-plane Loading

General expressions for such weld groups of constant thickness may be found in Refs 1 and 24.

K7.12.9.4 Combination of Weld Types

No commentary.

K7.12.10 PACKING IN CONSTRUCTION

The Clause is based on successful past practice.

K7.12.9.3 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Dalam dan Luar Bidang

Rumus umum untuk kelompok las dengan tebal tetapdapat diperoleh dalam Pustaka 1 dan 24.

K7.12.9.4 Kombinasi Jenis Las


K7.12.10 PELAT PENGISI DALAMPELAKSANAAN

Pasal ini adalah berdasarkan pekerjaan berhasilterdahulu.

K7 - 88

K7.13 DESIGN FOR FATIGUE

K7.13.1 GENERAL

K7.13.1.1 Requirements

The fatigue assessment method of this Sub-section isbased on the assumption that the structure is otherwisedesigned in accordance with the stability, andserviceability limit state requirements. The fatigueclauses are additional to the other requirements of the Standard and are not intended to replace any other limit state condition.

The following effects are not covered by this Subsection:

i. Reduction of fatigue life due to corrosion or immersion. In corrosive environments the fatiguestrength may be significantly reduced. Dataappropriate to these environments is required toenable design to proceed However, the S-Ncurves given in Article 7.13.6 are applicable tostructures in mildly corrosive environments, suchas normal atmospheric conditions, with suitablecorrosion protection. The data on which this Sub-section is based is also not appropriate tostructures or structural elements which areimmersed, whether permanently or periodically.

ii. High stress-low cycle fatigue. If stress is sufficiently high or if the stress range is such that the number of cycles necessary to producecracking is less than approximately 105, theassessment procedures in this Section are not applicable.

iii. Thermal fatigue. The S-N curves are notapplicable to structures which are subject totemperatures above 150°C.

iv. Stress corrosion cracking. Stress corrosion cracking is a phenomenon which occurs inconditions of high stress and a corrosiveenvironment.

The fatigue assessment of existing structures may alsobe carried out using the provisions of this Subsection, but the fatigue loading must consist of the actual serviceloading for the entire design life of the structure (past andfuture).

In the fatigue assessment, it is important to check everypoint of the structure at which fatigue cracking mayoccur, because the structure may be damaged bycracking at any point which is not designed and detailedfor the applied stress range.

K7.13 RENCANA UNTUK FATIK

K7.13.1 UMUM

K7.13.1.1 Persyaratan

Cara perkiraan fatik dalam bab ini adalah berdasarkananggapan bahwa struktur biasanya direncanakan sesuaistabilitas, dan persyaratan batas kelayanan. Pasal fatik adalah tambahan untuk persyaratan lain dalam standardan tidak dimaksudkan untuk menggantikan kondisikeadaan batas.

Pengaruh berikut tidak dicakup oleh bab ini:

i. Pengurangan umur fatik akibat korosi atau perendaman. Dalam lingkungan korosif kekuatanfatik dapat sangat berkurang. Data yang sesuaidengan lingkungan tersebut diperlukan untukperencanaan lebih lanjut. Bagaimanapun,lengkung S-N dalam Artikel 7.13.6 adalah sesuaidengan struktur dalam lingkungan korosif ringan,seperti kondisi atmosferik biasa denganperlindungan korosi yang sesuai. Data padamanaBab ini didasarkan adalah juga tidak sesuai untuk struktur atau elemen struktur yang berada dalamair, apakah secara menerus atau periodik.

ii. Fatik tegangan tinggi - siklus rendah. Bila tegangan cukup tinggi atau bila batas variasitegangan sedemikian sehingga jumlah siklusyang diperlukan untuk menghasilkan retakanadalah kurang dari sekitar 10 cara perkiraandalam Bab ini tidak sesuai.

iii. Fatik suhu. Lengkung S-N tidak dapat digunakanpada struktur yang memikul suhu diatas 150'C.

iv. Retakan korosi tegangan. Retakan korosi tegangan adalah kejadian yang terjadi dalamkondisi tegangan tinggi dan lingkungan korosif.

Perkiraan fatik dari struktur lama dapat jugadilaksanakan dengan menggunakan persyaratan Bab ini,tetapi pembebanan fatik harus terdiri dari pembebanankelayanan aktual untuk seluruh umur rencana struktur(yang lalu dan akan datang).

Dalam perkiraan fatik, penting agar memeriksa tiap titik struktur padamana retakan fatik dapat terjadi, karenastruktur dapat rusak oleh retakan pada tiap titik yangtidak direncanakan dan didetail untuk batas variasitegangan yang bekerja.

K7 - 89


No commentary.

K7.13.1.3 Symbols

No commentary.

K7.13.1.4 Limitation

The S-N curves given in Article 7.13.6 are applicable to structural steel grades up to a maximum yield stress of700 MPa, but are limited by Clause 7.1.2 of the Code to an upper limit of 450 MPa. The S-N curves areapplicable for bolt grades up to a maximum yield stress of 1000 MPa.

The fatigue assessment procedure in this Subsection isnot applicable if points in the structure are required to yield or if the stress range exceeds 1.5 fy.

K7.13.2 FATIGUE LOADING

The loading used for the fatigue assessment shouldresemble, as closely as possible, the actual serviceloading envisaged throughout the life of the structure.Factored loads are not appropriate.

In determining the fatigue loading, dynamic effectsshould be taken into account and in some types ofstructures, loads due to induced oscillations. Forexample, a study of the oscillations due to the structuralresponse to moving loads of lightly damped structures is necessary for an accurate evaluation of the fatiguestrength. Wind induced oscillations should also beinvestigated.

Measured load histories may not reflect accurately thefuture fatigue loading. In bridges consideration should begiven to possible changes in usage, such as the growthof traffic or changes in the most severe loading.

Ref. 1 provides more detailed information relating tomodern concepts of fatigue loading. The fatigue loadingmay be composed of different load cases, each definedby the distribution and magnitude of the loads as well as well as their relative frequently of occurrence.

A loading event is a well defined loading sequence of the entire structure or structural element. This may beapproach, passage and departure of one train, or of a single bogie or axle in the case is best described by its stress history, which is the stress variation at a point in the structure during the loading event.

K7.13.1.2 Definisi


K7.13.1.3 Notasi


K7.13.1.4 Pembatasan

Lengkung S-N yang diberikan dalam Artikel 7.13.6digunakan untuk mutu baja tipikal sampai tegangan lelehmaksimum 700 Mpa, tetapi dibatasi oleh pasal 7.1.2 dariPeraturan sampai batas atas sebesar 450 MPa. Lengkung S-N adalah sesuai untuk mutu baut sampaitegangan leleh maksimum sebesar 1000 MPa.

Cara perkiraan fatik dalam bab ini tidak dapat digunakanbila diperlukan pelelehan titik dalam struktur atau bilabatas variasi tegangan melebihi 1.5 fy.

K7.13.2 PEMBEBANAN FATIK

Pembebanan yang digunakan untuk perkiraan fatik harusmewakili, sedekat mungkin, pembebanan kelayananaktual yang terjadi sepanjang umur struktur. bebanterfaktor tidak boleh digunakan.

Dalam menentukan pembebanan fatik, pengaruhdinamik harus diperhitungkan dan dalam berbagai jenisstruktur, beban akibat getaran. Untuk contoh,penyelidikan getaran akibat respon struktural terhadapbeban bergerak dari struktur dengan redaman keciladalah perlu untuk evaluasi tepat dari kekuatan fatik. Getaran yang terjadi akibat angin harus diselidiki.

Riwayat beban terukur tidak dapat mencerminkan secaratepat pembebanan fatik yang akan datang. Padajembatan harus diberikan pertimbangan untukperubahan yang mungkin selama penggunaan, sepertiperkembangan lalu lintas atau perubahan dalampembebanan paling buruk.

Pustaka 1 menyediakan keterangan lebih rinci berkaitandengan konsep baru mengenai pembebanan fatik. Pembebanan fatik dapat terdiri dari beberapa kasusbeban, tiap ditetapkan oleh pembagian dan besaranbeban dan juga jumlah perulangan relatifnya.

Kejadian pembebanan adalah urutan pembebanan yangditetapkan dari seluruh struktur atau elemen struktur. Inidapat menjadi satu rangkaian yang masuk, melewatiatau meninggalkan, atau dari gandar tunggal dalamkasus yang paling jelas oleh rwayat tegangannya, yangmerupakan variasi tegangan pada titik dalam strukturselama kejadian pembebanan.

K7 - 90

The effect of impact may be very important. Measuredaverage impact factor values should be used wheneverpossible. In the absence of more accurate information,the generally applied impact factors used for the strengthlimit state should be employed. In many cases, theseimpact factors over-estimate the effect of impact onfatigue loading.

Simplified design calculations may be based on anequivalent fatigue loading which represents the fatigueeffects of all loading events.

The equivalent fatigue loading should be obtainedanalytically from the summation of the cumulativedamage of the design spectrum using design fatigueloads and an appropriate load cycle counting method.The equivalent fatigue loading may vary with the sizeand location of the structural element. For example, mainbridge girders may not experience stress cycles due to individual axles, but these cycles may cause failure insmaller elements closer to the point of load contact.

The stress cycle counting method should be suitable forthe analysis of the stress spectrum. Rainflow countingcan be used together with Miner's summation.

K7.13.3 DESIGN SPECTRUM

K7.13.3.1 Stress Determination

The detail category allows for the effects of local stressconcentrations due to weld shape, discontinuities andtriaxiatity. An evaluation of the stresses using the resultsof an elastic analysis generally provides the necessaryinformation. Alternatively, measured strains can be usedto derive stresses. Generally, the arrow on each detail inTables 7.29 to 7.32 indicates where the stress is to becalculated, the plane on which the stress is calculatedbeing normal to the arrow.

The effect of stress concentrations due to effects notalready included, such as holes, cut-outs and reentrantcorners, which are not natural characteristics of the detailcategory itself, should betaken into account separatelyby the application of appropriate stress concentrationfactors.

The effect of stresses arising from other effects, such as joint eccentricity, deformations, secondary bendingmoments, or partial joint stiffness, should be calculatedand taken into account when determining the stress atthe detail.

When the plane on which the stress range is calculatedis subject to combination of normal and shear stresses,the assessment should consider their combined effects. When normal and shear stresses

Pengaruh kejut dapat menjadi sangat penting. Nilaifaktor kejut terukur rata-rata harus digunakan dimanamungkin. Bila tidak tersedia keterangan lebih tepat,faktor kejut yang umum digunakan untuk keadaan batastegangan harus digunakan.Dalam banyak hal, faktor kejut tersebut memperkirakanpengaruh berlebih dari kejut pada pembebanan fatik.

Perhitungan perencanaan sederhana dapat berdasarkanpembebanan fatik ekivalen yang mewakili pengaruh fatik dari semua kejadian pembebanan.

Pembebanan fatik ekivalen harus diperoleh secaraanalitik dari penjumlahan kerusakan kumulatif darispektra rencana dengan menggunakan beban fatikrencana dan cara perhitungan siklus beban yang sesuai.Pembebanan fatik ekivalen dapat bervariasi denganukuran dan lokasi elemen struktural. Sebagai contoh,gelagar utama jembatan tidak boleh mengalami siklustegangan akibat gandar tersendiri, tetapi siklus tersebutdapat menyebabkan keruntuhan dalam elemen lebihkecil yang lebih dekat pada titik kontak beban.

Cara perhitungan siklus tegangan harus sesuai untukanalisis spektra tegangan. Cara perhitungan curah hujandapat digunakan bersama dengan penjumlahan Miner.

K7.13.3 SPEKTRUM RENCANA

K7.13.3.1 Penentuan Tegangan

Kategori detail mengijinkan untuk pengaruh pemusatantegangan setempat akibat bentuk las, terputusnya dantriaksialnya. Evaluasi tegangan yang menggunakan hasilanalisis elastis umumnya menyediakan keterangan yangdiperlukan. Sebagai alternatif, regangan terukur dapatdigunakan untuk menurunkan tegangan. Umumnya,panah pada tiap detail dalam Tabel 7.29 sampai 7.32menunjukan dimana tegangan harus dihitung, bidangpadamana tegangan dihitung yang normal terhadappanah.

Pengaruh pemusatan tegangan akibat pengaruh yangbelum termasuk, seperti lubang, pemotongan dan sudutmasuk, yang tidak merupakan karakteristik alam darikategori detail sendiri, harus diperhitungkan terpisahdengan penggunaan faktor pemusatan tegangan sesuai.

Pengaruh tegangan yang terjadi oleh pengaruh lain,seperti eksentrisitas pertemuan, perubahan bentuk,momen lentur sekunder, atau kekakuan sebagianpertemuan, harus diperhitungkan bila menentukantegangan pada detail.

Bila bidang padamana variasi tegangan dihitung memikulkombinasi tegangan normal dan geser, pendekatanharus mempertimbangkan kombinasi pengaruhnya. Bilategangan normal dan geser

K7 - 91

cause the formation of fatigue cracks at two distinctlocations, no combination of stresses in needed.

Otherwise, the assessment should consider the following:

i. Principal stresses should be calculated when the fatigue loading originates from simple load cases.However, principal stresses should be calculatedonly when normal and shear stresses occur simultaneously (and at the same location) duringthe stress cycle or loading event.

ii. If normal (f * ) and shear (f ) stress ranges do notoccur simultaneously at the same location, the components of damage should be added usingMiner's rule according to the following equation:

n*

where K is given by Clause 7.13.9.1.RS

K7.13.3.2 Design Spectrum Calculation

The various stress spectra and their relative frequenciesof occurrence for each of the fatigue loading cases should be compiled. This compilation gives the designspectrum to be used for the fatigue assessment.

The constant amplitude fatigue limit (f3) should not beused in the fatigue assessment unless it is certain thatthere will be no stress ranges which exceed it. Thefatigue assessment procedure may not allow for a smallnumber of high stress ranges which may occur duringfabrication, transportation, erection or service of the structure, and so caution should be exercised in the useof the constant amplitude fatigue limit.

Compressive stress ranges should be considered to beas damaging as tensile stress ranges unless it can beshown to be otherwise.

K7.13.4 EXEMPTION FROM ASSESSMENT

No commentary.

menyebabkan pembentukan retakan fatik pada dualokasi berbeda, tidak diperlukan kombinasi tegangan.

Atau, pendekatan harus mempertimbangkan yangberikut:

i. Tegangan induk utama harus dihitung bilapembebanan fatik berasal dari kasus bebansederhana. Bagaimanapun, tegangan indukutama harus dihitung hanya bila tegangan normaldan geser terjadi bersama (dan pada lokasisama) selama siklus tegangan atau kejadianpembebanan.

ii. Bila batas variasi tegangan normal (f ) dan geser

(f ) tidak terjadi bersama pada lokasi sama,komponen kerusakan harus ditambah denganmenggunakan aturan Miner sesuai dengan rumus berikut:

*n

*

dengan K diberikan oleh Pasal 7.13.9.1. RS

K7.13.3.2 Perhitungan Spektrum Rencana

Berbagai spektra tegangan dan jumlah perulanganrelatifnya untuk tiap kasus pembebanan fatik harus dikumpulkan. Kumpulan tersebut memberikan spektrarencana yang akan digunakan dalam perkiraan fatik.

Batas amplitude fatik tetap (f3) tidak boleh digunakandalam perkiraan fatik kecuali sudah pasti bahwa tidakterdapat batas variasi tegangan yang melampauinya.Cara perkiraan fatik mungkin tidak memperhitungkanjumlah kecil dari batas variasi tegangan tinggi yangdapat terjadi selama pembuatan, pengangkutan,pemasangan atau pelayanan struktur, dan demikianharus berhati-hati dalam penggunaan batas amplitudefatik tetap tersebut.

Batas variasi tegangan tekan harus dipertimbangkansama merusak seperti batas variasi tegangan tarik kecuali dapat ditunjukan sebaliknya.

K7.13.4 PENGECUALIAN UNTUKPENDEKATAN


K7 - 92

K7.13.5 DETAIL CATEGORY

K7.13.5.1 Detail Categories for Normal Stress

The S-N curves for normal stress for the various detailcategories are parallel and approximately equidistantfrom each other when examined on a log-log scale (seeFigure 7.24). Each curve corresponds to a detailcategory defined by the fatigue strength at 2 x 106

cycles. The physical characteristics which correspond to each detail category are shown in Tables 7.29 to 7.32.

Some details do not behave exactly as categorized in theTables, but in order to ensure that unconservativeconditions are avoided, some details are located in detailcategories slightly lower thantheir fatigue strength at 2 x 106 cycles wouldrequire.

All physical characteristics of details must be defined bythe design engineer and must not be altered in any wayduring fabrication or erection without the designengineer's approval. No attachments or cut-outs shouldbe added to any part of the structure without notifying thedesign engineer.

K7.13.5.2 Detail Categories for Shear Stress

No commentary.

K7.13.6 FATIGUE STRENGTH

K7.13.6.1 Definition of Fatigue Strength for Normal Stress

The constant stress range limit (f3) is taken as the fatigue strength at 5 x 106 cycles. However, if anystress range in the spectrum exceeds the constantamplitude fatigue limit, the stress ranges below theconstant amplitude limit must also be considered in the assessment. The constant stress range fatigue limit isthe point at which the slope ( ) of the S-N curve changes from 3 to 5 for normal stress.

The cut-off limit (f5) is taken as the fatigue strength at 106cycles, and all stress cycles in the spectrum below the cut-off limit may be ignored in the fatigueassessment.

The S-N curves are based on a conservativeinterpretation of data taken mostly from tests of structuralelements containing high tensile stresses at fatigue crack locations. Therefore, they apply to

i. elements with high residual stresses;

K7.13.5 Kategori Detail

K7.13.5.1 Kategori Detail untuk Tegangan Biasa

Lengkung S-N untuk tegangan normal pada berbagaikategori detail adalah sejajar dan kurang lebih berjaraksama satu terhadap yang lain bila dipelajari pada skalalog (lihat Gambar 7.24). Tiap lengkung berkaitan dengankategori detail yang ditetapkan oleh kekuatan fatik pada 2x 106 siklus . Karakteristik fisik yang berhubungandengan tiap kategori detail ditunjukan dalam Tabel 7.29sampai 7.32.

Beberapa detail tidak berperilaku tepat seperti dikategoridalam Tabel, tetapi agar menjamin bahwa kondisi tidakaman dihindari, beberapa detail ditempatkan dalamkategori detail yang agak lebih rendah dari yangdiperlukan oleh kekuatan fatiknyapada 2 x 106 siklus.

Semua karakteristik fisik dari detail harus ditetapkan olehPerencana dan tidak boleh diubah dengan cara apapunselama pembuatan atau pemasangan tanpa persetujuanPerencana. Tidak boleh diadakan tambahan ataupemotongan pada tiap bagian struktur tanpa ijin dariPerencana.

K7.13.5.2 Kategori Detail untuk Tegangan Geser


K7.13.6 KEKUATAN FATIK

K7.13.6.1 Definisi Kekuatan Fatik untuk Tegangan Normal

Batas variasi tegangan tetap (f3) diambil sebagaikekuatan fatik pada 5 x 106 siklus. Bagaimanapun,bila suatu batas variasi dalam spektra melebihi batasamplitude fatik tetap, batas variasi tegangan dibawahbatas amplitude tetap harus juga dipertimbangkan dalamperkiraan. Batas variasi tegangan fatik tetap adalah titikpadamana kelandaian ( ) dari lengkung S-N bervariasidari 3 sampai 5 untuk tegangan normal.

Batas bebas fatik (f5) diambil sebagai kekuatan fatikpada 106 siklus, dan semua siklus tegangan dalamspektra dibawah batas bebas fatik dapat diabaikandalam perkiraan fatik.

Lengkung S-N adalah berdasarkan interpretasikonservatif dari data yang kebanyakan diambil daripengujian elemen struktur yang mengalami tegangantarik tinggi pada lokasi retakan fatik. Dengan demikian,mereka berlaku untuk:

i. elemen dengan tegangan sisa tinggi

K7 - 93

ii. elements with high values of the stress ratio fmin*/fmax* or

iii. all elements, whether the level of mean stress,due to effects such as temperature, supportsettlements , erection, or misfit is known or not.

The curves are based on the mean experimental valuesminus two standard deviations. The vertical spacingbetween detail categories represents approximately a10% variation in fatigue strength.

K7.13.6.2 Definition of Fatigue Strength for Shear Stress

The S-N curve for cracking due to applied shear stressesis given in Figure 7.25. The S-N curve for shear stressprovides the relationship for a fatigue assessment ofshear stress applied to weld throats or base material. Fatigue failure in these details occurs usually by crackpropagation across the weld throat.

Calculations should be performed in a similar way tothose for normal stress. The cut off limit (f5) is as definedabove. However, no constant amplitude fatigue limitshould be assumed.

K7.13.7 EXEMPTION FROM FURTHER ASSESSMENT

No commentary.

K7.13.8 THICKNESS EFFECT

The S-N curves were derived from experimental resultsof details involving plate thickness (and correspondingweld sizes) of approximately 15 mm. Testing of transverse butt welded connections involving platethickness up to 100 mm has shown that these curvesmay be unsafe when plate thicknesses exceed 25 mm.

The equation for deriving f.. has been verified only for welded details oriented transverse tot the direction ofapplied stress and for details which connect equal platethicknesses. Ref. 2 provides guidance which may assistthe fatigue assessment of details which contain unequalplate thicknesses above 25 mm.

K7.13.9 FATIGUE ASSESSMENT

K7.13.9.1 Method

The fatigue assessment is intended to verify that therequired probability of survival for the structure is i

ii. elemen dengan nilai tinggi dari rasio teganganfmin*/fmax*; atau

iii. semua elemen, apakah tingkat teganganmenengah, akibat pengaruh seperti suhu,penurunan perletakan, pemasangan atau kurangtepatnya diketahui atau tidak.

Lengkung adalah berdasarkan nilai menengaheksperimental dikurangi dua standar deviasi. Jarakvertikal antara kategori detail mewakili kurang lebihvariasi 10% dalam kekuatan fatik.

K7.13.6.2 Definisi Kekuatan Fatik untuk Tegangan Geser

Lengkung S-N untuk retakan akibat tegangan geser yangbekerja diberikan dalam Gambar 7.25. Lengkung S-Nuntuk tegangan geser menyediakan korelasi untukperkiraan fatik dari tegangan geser yang bekerja padaleher las atau bahan induk. Keruntuhan fatik dalam detailtersebut umumnya terjadi oleh perambatan retakanmelalui leher las.

Perhitungan harus dilakukan dengan cara sama sepertiuntuk tegangan normal. Batas bebas fatik (f5) adalahseperti yang ditetapkan diatas. Bagaimanapun, batasamplitude fatik tetap tidak boleh diperkirakan.

K7.13.7 PENGECUALIAN DARIPENDEKATAN LANJUTAN


K7.13.8 PENGARUH TEBAL

Lengkung S-N telah diturunkan dari hasil percobaan daridetail yang mencakup tebal pelat (dan ukuran las yangberhubungan) dari kurang lebih 15 mm. Pengujianhubungan las tumpul melintang yang mencakup tebalpelat sampai 100 mm telah menunjukan bahwa lengkungtersebut dapat menjadi kurang aman bila tebal pelatmelebihi 25 mm.

Rumus untuk menurunkan f. hanya diverifikasi untukdetail las yang memusat melintang terhadap arahtegangan yang bekerja dan untuk detail yangmenghubungkan tebal pelat yang sama. Pustaka 2menyediakan pedoman yang dapat membantu perkiraanfatik dari detail yang mengandung pelat dengan tebaltidak sama diatas 25 mm.

K7.13.9 PENDEKATAN FATIK

K7.13.9.1 Cara

Perkiraan fatik dimaksud untuk membuktikan bahwakemungkinan selamat yang diperlukan oleh struktur

K7 - 94

achieved for the spectrum of applied loads. Anassessment should be made of every potential fatiguecrack site. It should be established that failure will notoccur during the design life of the structure by usingArticle 7.13.2 or Article 7.13.3 as appropriate.

The strength reduction factor should in no case be takenas greater than 1.0. A value below 0.70 should be used if any of the points (i) to (iii) do not occur in addition to a non-redundant load path. The design engineer mustassess the particular situation and assign an appropriatevalue. That is, if the load path is not redundant the strength reduction factor should be a maximum of 0.7,and if the estimation of stress history is not byconventional methods, the load cycles are highlyirregular, or the detail is not accessible for and subject to regular inspection, then the capacity factor should beless than 0.7. It is not practical to prescribe values of the capacity factor for the very wide range of possiblecircumstances, and it is the responsibility of the designerto determine suitable values for the particularcircumstances under consideration.

K7.13.9.2 Constant Stress Range

No commentary.

K7.13.10 PUNCHING LIMITATION

No commentary.

dicapai dengan spektra beban yang bekerja. Suatuperkiraan harus dibuat untuk tiap lokasi retakan fatikpotensial. Ini harus ditentukan agar keruntuhan tidakterjadi selama umur rencana struktur denganmenggunakan Artikel 7.13.2 atau Artikel 7.13.3 yangsesuai.

Faktor reduksi kekuatan dalam tiap hal tidak bolehdiambil lebih dari 1.0. Suatu nilai dibawah 0.70 harusdigunakan bila tiap butir (i) sampai (iii) tidak terjadi,sebagai tambahan untuk lintasan beban tidak pasif.Perencana harus memperkirakan kondisi khusus danmenetapkan nilai yang sesuai. Yaitu, bila lintasan bebantidak pasif, maka faktor reduksi kekuatan harus diambilmaksimum 0.70, dan bila perkiraan riwayat tegangantidak oleh cara konvensional, siklus beban sangat tidak teratur, atau detail tidak terjangkau untuk pemeriksaaanteratur, maka faktor reduksi kekuatan harus diambilkurang dari 0.70. Adalah tidak praktis untuk menetapkannilai faktor kapasitas untuk variasi luas dari keadaanyang mungkin, dan adalah tanggung jawab Perencanauntuk menetapkan nilai sesuai untuk kondisi khususyang dipertimbangkan.

K7.13.9.2 Batas Variasi Tegangan Tetap


K7.13.10 PEMBATASAN PONS


K7 - 95

REFERENCES

GENERAL SOURCE DOCUMENTS

a. Austroads (formerly National of Australian State Road Authorities) "Draft Bridge Design Specification (in LimitState Format)." unpublished, 1991.

b. National Association of Australian State Road Authorities "NAASRA Bridge Design Specification.” Sydney,1976.

c. American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for HighwayBridges." 14th edition, Washington DC, 1988.'

d. British Standards Institution, BS 5400, "Steel, Concrete and Composite Bridges", Part 3. Code of Practice for Design of Steel Bridges, BSI, London, 1982.

e. Directorate General of Bina Marga, Department of Public Works, "Loading Specification for Highway BridgesNo. 12/1970. " Jakarta, revised Jan 1988.

f. Australian Standard AS 4100-1990 "Steel Design Code", Standards Australia, Sydney, 1990. g. Commentaryon AS 4100, Standards Australia, Sydney, 1991.

SELECTED REFERENCES

References to Sub-section K7.4

1. Proe, D.J., Bennetts, I.D., and Thomas, I.R., "Simulation of the Fire Testing of Structural Steel Elements byCalculation - Mechanical Response", Steel Construction, Australian Institute of Steel Construction, Vol.19,No.4, February 1986, pp. 2-18.

2. "Methode de Previson par le Calcul du Comportement au Feu des Strutures en Acier", (DTU), ConstructionMetallique, Vol. 19, No 3, September 1982, pp. 39-79.

References to Sub-section K7.5

1. Trahair, N.S., "Lateral Buckling Design Strength of Steel Beams", Civil Engineering Transactions, Institution ofEngineers, Australia, Vol. CE26, No. 4, 1984, pp. 319-326.

2. Evans, H.R., "Longitudinally and Transversely Reinforced Plate Girders” Plated Structures : Stability andStrength, ed. Narayanan, R., Applied Science Publishers, London, 1983, pp. 1-37.

3. Trahair, N.S., and Bradford, M.A., "The Behaviour and Design of Steel Structures", 2nd ed., Chapman and Hall, London, 1988.

4. Bradford, M.A., Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Worked Examples for Steel Members Designed for Strength Limit States According to AS 4100-1990", Australian Institute of Steel Construction, Sydney, 1990.

5. Papangelis, J.P. and Trahair, N.S., "A User-Friendly Program for the Limit State Design of Steel Structures",Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surfers Paradise, Australian Institute of SteelConstruction, May 1989, pp. 155-169.

6. Papangelis, J.P. and Trahair, N.S., "Computer Design of Welded Steel Beams for Strength Limit States",Proceedings, Second National Structural Engineering Conference, Institution of Engineers, Australia, Adelaide,1990.

7. Bradford, M.A., "Buckling of Longitudinally Stiffened Plates in Bending and compression”, Canadian Journal ofCivil Engineering, Vol. 16, No. 5, Oct. 1989, pp. 607-614.

K7 - 96

8. Bradford, M.A., "Inelastic Local Buckling of Fabricated 1-Beams, Journal of Constructional Steel Reseach", Vol 7, 1987, pp. 317-334.

9. Dwight, J.B. and White, J.D., "Prediction of Weld Shrinkage Stresses in Plated Structures", Preliminary Report,2nd International Colloquium on Stability of Steel Structures, ECCS-IABSE, Liege, 1977, pp. 31 - 37.

10. Bradford, M.A., "Local and Post-Local Buckling of Fabricated Box Members", Civil Engineering Transactions,Institution of Engineers, Australia, Vol. CE27, No. 4, 1985, pp. 391-396.

11. Kulak, G.L., Fisher, J.W., and Struik, J.H.A., "Guide to design Criteria for Bolted and Rivetted Joints", 2nd ed.,John Wiley and Sons, New York, 1987.

12. Trahair, N.S., and Nethercot, D.A., "Bracing Requirements in Thin-walled Structures, Chapter 3 inDevelopments in Thin-Walled Structures-2", Applied Science Publishers, 1984, pp! 93-130.

13. Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Stiffness Requirements for Lateral Bracing", Journal of the Structural Division,ASCE, Vol. 99, No. ST10, Oct. 1973, pp. 2167-2182.

14. Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Design Requirements for Column Braces", Civil Engineering Transactions,Institution of Engineers, Australia, Vol. CE17, No.1, 1975, pp. 30-36.

15. Nethercot, D.A., and Trahair, N.S., "Design of Laterally Unsupported Beams, Beams and Beam columns.Stability and Strength", ed. Narayanan, R., Applied Science Publishers, 1983, pp. 71-94.

16. Trahair, N.S., and Kitipornchai, S., "Elastic Lateral Buckling of Stepped I-Beams", Journal of the StructuralDivision, ASCE , Vol.97, No. ST10, October 1971, pp. 2535-2548.

17. Kitipornchai, S., and Trahair, N.S., "Elastic Stability of Tapered I-Beams", Journal of the Structural Division,ASCE, Vol. 98, No. ST3, March 1972, pp.713-728.

18. Bradford, M.A., "Stability of Tapered I-Beams", Journal of Constructional Steel Reseach, Vol. 9, 1988, pp. 195-216.

19. Kitipornchai, S., and Trahair, N.S., "Buckling Properties of Monosymmetric I-Beams", Journal of the StructuralDivision, ASCE, Vol. 106, No. ST5, May 1980, pp. 941-957.

20. Trahair, N.S., "Lateral Buckling of Overhanging Beams", Instability and Plastic Collapse of Steel Structures, ed.Morris, L.J., Granada, London, 1983, pp. 503-518.

21. Bradford, M.A., and Trahair, N.S., "Lateral Stability of Beam on Seats", Journal of Structural EngineeringASCE, Vol. 109, No. 9, September 1983, pp. 2212-2215.

22. Hancock, G.J., and Trahair, N.S., "Finite Element Lateral Buckling of Continuously Restrained BeamColumns",Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE20, No.2, 1978, pp. 120-127.

23. Bradford, M.A., and Cuk, P.E., "Elastic Buckling of Tapered Monosymmetric I-Beams", Journal of StructuralEngineering, ASCE, Vol. 114, No.5, May 1988, pp. 977-996.

24. Ings, N.L., and Trahair, N.S., "Lateral Buckling of Restrained Roof Purlins", Thin-Walled Structures, Vol. 2, No.4, 1984, pp. 285-306.

25. Department of the Environment, "Inquiry into the Basis of Design and Method of Erection of Steel Box GirderBridges", H. M.S.O., 1983.

26. Bradford, M.A., "Elastic Buckling Modes in Steel Tee-Beams", Civil Engineering Transactions, Institution ofEngineers, Australia, Vol. CE30, No. 1, 1988, pp. 36-38.

27. Cooper, P.B., Galambos, T.V., and Ravindra, M.K., "LRFD Criteria for Plate Girders", Journal of the StructuralDivision, ASCE, Vol. 104, No. ST9, 1978, pp. 1389-1407.

28. Redwood, R.G., and Shrinvastava, S.C., "Design Recommendations for Steel Beams with Web Holes",Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 7, No. 4, 1980, pp. 642-650.

K7 - 97

29. Redwood, R.G., "Design of Beams with Web Holes", Canadian Steel Industries Construction Council, contario,Canada, 1973.

30. Pham, L., and Bradford, M.A., "Safety Index Analysis of the Design Rules for Webs and Steel Members UnderShear", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE30, No. 1, 1988, pp. 10-14.

31. Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Bending, Shear and Torsion of Thin-Walled Beams", Steel Construction,Australian Institute of Steel Construction, Vol. 15, No.1, 1981, pp. 2-18.

32. Hancock, G.J., and Harrison, H.B., "A General Method of Analysis of Streses in Thin-Walled Sections withOpen and Closed Parts", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE14, No. 2,1972, pp. 181-188.

33. British Standards Institution, BS 5400, "Steel, Concrete and Composite Bridges", Part 3. Code of Practice for Design of Steel Bridges, BSI, London, 1982.

34. Bradford, M.A., "Elastic Local Buckling of Trough Girders", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 116,No. 6, June 1990, pp. 1594-1610.

35. Allen, H.G., and Bulson, P.S., "Background to Buckling", McGraw Hill, U.K., 1980.

REFERENCES TO SECTION K7.8

1. Bridge, R.Q., and Trahair, N. S., "Limit State Design Rules for Steel Beam-Columns", Steel Construction,Australian Institute of Steel Construction, Vol. 21, No. 2, September 1987, pp. 2-11.

2. Woolcock, S.T., and Kitipornchai, S., "Design of Single Web Struts in Trusses", Journal of StructuralEngineering, ASCE, Vol. 112, No. 6 June 1986, pp. 1327-45.


4. Bridge, R.Q., "Design Examples Using Tiers in Draft Limit States Codes", Papers Supplement, 2nd PacificStructural Steel Conference, Surfers Paradise, Australian Institute Construction, May 1989, pp. 51-64.

5. Bradford, M.A. Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Worked Examples for Steel Members Designed for Strength Limit States According to AS 4100-1990", Australian Institute of Steel Construction, Sydney, 1990.

6. Papangelis, J.P., and Trahair, N.S., "A User-Friendly Program for the Limit State Design of Steel Structures",Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surface Pardise, Australian Institute of SteelConstruction, May 1989, pp. 155-169.

7. Papangelis, J.P., and Trahair, N.S., "Computer Design of Welded Steel Beams for Strength Limit State",Proceedings, 2nd National Structural Engineering Conference, Adelaide, Institution of Engineers, Australia,October 1990.

8. Hancock, G.J., and Harrison, H.B., "A General Method of Analysis of Stresses in Thin-Walled Sections withOpen and Closed Parts", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol CE 14, No. 2,1972, pp. 181-8.

9. Hancock, G.J., and Harrison, H.B., "A General Method of Analysis of Stresses in Open and Closed ThinWalledSections", Conference on Metal Structures-Research and its Applications, Institution of Engineers, Australia,Nov.- 1972, 97-104.

10. Heins, C.P., and Seaberg, P.A., "Torsional Analysis of Steel Members", American Institute of Steel Construction, Chicago, 1983.

11. Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Bending, Shear and Torsion of Thin-Walled Beams", Steel Construction,Australian Institute of Steel Construction, Vol. 15, No. 1, 1981, pp. 2-18.

K7 - 98

12. Standards Association of Australia, AS 1538-1988 Cold-Formed Steel Structures Code, Standards Associationof Australia, Sydney, 1988.

13. Baigent, A.H., and Hancock, G.J., "Structural Analysis of Assemblages of Thin-walled Members", EngineeringStructures, Vol. 4, No. 3, July 1982, pp. 207-216.

REFERENCES TO SUB-SECTION K7.9

1. Trahair, N.S., and Bradford, M.A., "The Behaviour and Design of Steel Structures", 2nd Edition, Chapman andHall, London, 1988.

2. Bennetts, 1.D., thomas, 1.R. and Hogan, T.J., "Design of Statically Loaded Tension Members", CivilEngineering Transactions, 1.E. Aust., Vol. CE28, No.4, Nov. 1986, pp. 318-327.

3. Nelson, H. M., "Angles in Tension-Summary of a Report of Tests Carried Out for the British ConstructionalSteelwork Association", BCSA Publication, No. 7, 1953.

4. Munse, W.H., and Chesson, E., "Rivetted and Bolted Joints: Net Section Design", Journal of StructuralDivision, ASCE, Vol. 89, No. STI, Feb. 1963, pp. 107-126.

5. Woolcock, S.T., and Kitipornchai, S., "Tension Members and Self Weight", Steel Construction, AustralianInstitute of Steel Construction, Vol 19, No. 1, 1985, pp. 2-16.

6. Regan, P.E., and Salter, P.R., "Test on Welded-Angle Tension Members", The Structural Engineer, Vol. 62B,No.2, June 1984, pp. 25-30.

7. Dhalla, A.K., and Winter, G., "Steel Ductility Measurements", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol.100, No. ST2, Feb. 1974, pp.427.

8. Dhalla, A.K., and Winter, G., "Suggested Steel Ductility Requirements", Journal of the Structural Division,ASCE, Vol.100, No. ST2, Feb. 1974, pp.445-462

9. Madugula, M.K.S., and Mahon, S., "Angles in Eccentric Tension", Journal of Structural Engineering, ASCE,Vol. 114, No. 10, Oct. 1988, pp. 2387-2396.

REFERENCES TO SUB-SECTION K7.10

1. Hancock, G.J., "Design Methods for Interaction Buckling in Box and I-section Columns", Civil EngineeringTransactions, Institution of Engineers, Australia, Vol, CE24, No.2, 1982, pp. 183-186.

2. Hancock, G.J., Davids A.J., Keys, P.W., and Rasmussen, K., "Strength Tests on Thin-walled High TensileSteel Columns' Steel Structures", Advances in Design and Construction, Elsevier Applied Science, 1987, pp.475-486.

3. Structural Stability Reseach Council, "Guide to Stability Design Criteria for Metal Structures", T.V. Galambosed., 4th ed., John wiley and Sons, New York, 1988.

4. Rotter, J.M., "Multiple Column Curves by Modifying Factors", journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 108,No. ST7, July 1982, pp. 1665-1669.

5. McGuire, W., "Steel Structures", Prentice Hall, New Jersey, 1968.


7. Bradford, M.A. Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Worked Examples for Steel Members Designed for Strength Limit States According to AS 4100-1990", Australian Institute of Steel Construction, Sydney, 1990.

8. Papangelis, J.P., and Trahair, N.S. "A user-Friendly Program for the Limit State Design of Steel Structures",Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surfer Paradise, Australian Institute of SteelConstruction, May 1989, pp. 155-169.

K7 - 99

9. Pham, L., Bridge, R.Q., and Bradford,M.A., "Calibration of the Proposed Limit State Design Rules for SteelBeams and Columns", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE27, No. 3,1985, pp. 268-274.

10. Rasmussen, K.J.R, Hancock, G.J., and Davids, A.J., "Limit State Design of Columns Fabricated from SlenderPlates", Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surfers Paradise, Australian Institute of SteelConstruction, May 1989, pp. 215-229.

11. Badford, M.A., "Local and Post-Local Buckling of Fabricated Box Members", Civil Engineering Transactions,Institution of Engineers, Australia, Vol. CE27, No.4, 1985, pp. 391-396.

12. Bradford, M.A., Bridge, R.Q., Hancock, G.J., Rotter, J.M., and Trahair, N.S., "Australian Limit State DesignRules for the Stability of Steel Structures", Steel Structures - Advances in Design and Construction, ElsevierApplied Science, 1987, pp. 11-23.

13. Bradford, M.A., "Inelastic Local Buckling of Fabricated I-Beams", Journal of Constructional Steel Research,Vol. 7, No.5, 1987, pp. 317-334.

14. Hancock, G.J., "Local, Distortional, and Lateral Buckling of I-Beams", Journal of Structural Division, ASCE, Vol.104, No. ST11, November 1978, pp. 1787-1798.

15. Bulson, P.S., "The Stability of F/at Plates", Chatto and Windus, London, 1970.

16. Davids, A.J., and Hancock, G.J., "The Strength of Long-Length 1-Section Columns Fabricated from SlenderPlates", Civil Engineering transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE 27, No. 4 Oct. 1985, pp. 347-352.

17. Rasmussen, K.J.R., and Hancock, G.J., "Compression Tests of Welded Channel Section Columns", Journal ofStructural Engineering, ASCE, Vol. 115, No. ST4, April 1989, pp. 789-808.

18. Key, P.W., Hasan, S.W., and Hancock, G.J., "Column Behaviour of Cold-formed Hollow Sections", Journal ofStructural Engineering, ASCE, Vol. 114, No. ST2, Feb.1988, pp. 390-407.

19. Lee, G.C., Morrell, M.L., and Ketter, R.L., "Design of Tapered Members", Bulletin No. 173, Welding ReseachCouncil, 1972.

20. Column Research Committee of Japan, "Handbook of Structural Stability", Corona, Tokyo, 1971. 21. Bleich, F.,"Buckling Strength of Metal Structures", McGraw-Hill, New York, 1952.

21. Bradford, M.A., and Cuk, P.E., "Elastic Buckling of Tapered Monosymmetric I-Beams", Journal of StructuralEngineering, ASCE, Vol. 114, No. 5, May 1988, pp. 977-996.

22. Standards Association of Australia, AS 1250-1981 SAA "Steel Structures Code", Standards Association ofAustralia, Sydney, 1981.

23. Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Stiffness Requirements for Lateral Bracing", Journal of the Structural Division,ASCE, Vol. 99, No. ST10, Oct. 1973 , pp. 2167-2182.

24. Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Design Requirements for Column Braces", Civil Engineering Transactions,Institution of Engineers, Australia, Vol. CE17, No. 1, 1975, pp. 30-36.

K7 - 100



PENJELASAN

BAGIAN 9

PENILAIAN BEBAN

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODESECTION 9 – LOAD RATING 11 MAY 1992


COMMENTARY: BRIDGE DESIGN CODE PENJELASAN: PERATURAN PERENCANAAN

TEKNIK JEMBATAN

SECTION 9 - LOAD RATING BAGIAN 9 - PENILAIAN BEBAN


TABLE OF CONTENTS ..........................................................................................................................K9 - i DAFTAR ISI .............................................................................................................................................K9 - iii

LIST OF TABLESDAFTAR TABEL .....................................................................................................................................K9 - v

LIST OF FIGURESDAFTAR GAMBAR ..................................................................................................................................K9 - v

K9.1 INTRODUCTION PENDAHULUAN ...................................................................................................................K9 - 1

K9.2 CALCULATION OF BRIDGE SAFETY FACTORSPERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN JEMBATAN ..........................................................K9 - 3

K9.3 RATING REQUIREMENTSPERS VA PA TA N PENILAIAN ............................................................................................K9 - 5

K9.4 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUBSTRUCTURESIPENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN BAWAH JEMBATAN ....................K9 - 6

K9.5 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUPERSTRUCTURESPENILAIAN BEGAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN ATAS JEMBATAN. ........................K9 - 7

K9.6 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE DECKS PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK LANTAI JEMBATAN ............................................K9 - 11

K9.7 EQUIVALENT LOAD FACTORS FOR VEHICLE LOADSFAKTOR BEBAN EKUIVALEN UNTUK BEBAN KENDARAAN ..........................................K9 - 12

K9.8 CALCUALTION OF LOAD CAPACITY OF BRIDGESPERHITUNGAN RAPASITAS BEBAN JEMBATAN .............................................................K9 - 14

K9.9 BRIDGE CONDITION EVALUATIONEVALUASI KONDISI JEMBATAN ........................................................................................K9 - 16

K9.1 RESTRICTIONS POSTED ON BRIDGES TANDA PEMBATASAN BEBAN JEMBATAN ......................................................................K9 - 20

REFERENCES ........................................................................................................................................K9 - 23

APPENDIX KA OVERDESIGN COEFFICIENTLAMPIRAN KA KOEFISIEN RENCANA LEBIH AMAN ........................................................................K9 - 24

APPENDIX KB EXAMPLES OF SAFETY FACTOR CALCULATIONLAMPIRAN KB CONTOH PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN .....................................................K9 - 26

TABLE OF CONTENTS

K9.1 INTRODUCTION K9.1.1 SCOPE ....................................................................................................................................... K9 - 1 K9.1.2 PURPOSE .................................................................................................................................. K9 - 1K9.1.3 HOW TO USE THIS SECTION

K9.1.3.1 General .............................................................................................................................. K9 - 1 K9.1.3.2 Load Rating ....................................................................................................................... K9 - 1 K9.1.3.3 Equivalent Load Factor ...................................................................................................... K9 - 2 K9.1.3.4 Safety Factor ..................................................................................................................... K9 - 2

K9.1.4 GLOSSARYK9.1.4.1 Definitions .......................................................................................................................... K9 - 2 K9.1.4.2 Symbols ............................................................................................................................. K9 - 2

K9.2 CALCULATION OF BRIDGE SAFETY FACTORSK9.2.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 3K9.2.2 TRAFFIC LOADS

K9.2.2.1 General .............................................................................................................................. K9 - 3 K9.2.2.2 Normal Traffic Loads ......................................................................................................... K9 - 3 K9.2.2.3 Exceptional Traffic Loads .................................................................................................. K9 - 4

K9.2.3 SAFETY FAC TOR FOR NORMAL TRAFFIC LOADS ................................................................ K9 - 4 K9.2.4 SAFETY FAC TOR FOR AN EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD ................................................... K9 - 4

K9.3 RATING REQUIREMENTSK9.3.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.2 STANDARD LOADS ................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.3 NEW BRIDGES ........................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.4 EXISTING BRIDGES .................................................................................................................. K9 - 5 K9.3.5 CALCULATION OF BRIDGE LOAD RATINGS ........................................................................... K9 - 5

K9.4 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUBSTRUCTURESK9.4.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 6 K9.4.2 ARTICULATED SUBSTRUCTURES .......................................................................................... K9 - 6 K9.4.3 FRAMED SUBSTRUCTURES .................................................................................................... K9 - 6

K9.5 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUPERSTRUCTURESK9.5.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 7 K9.5.2 BRIDGES DESIGNED TO THIS CODE ...................................................................................... K9 - 7 K9.5.3 BRIDGES DESIGNED FOR BINA MARGA LOADING 1970 ..................................................... K9 - 7 K9.5.4 BRIDGES WITH DESIGN LOADING OTHER THAN BINA MARGA 1970 ................................. K9 - 9 K9.5.5 BRIDGES WITH UNKNOWN DESIGN LOADING ...................................................................... K9 - 9

K9.6 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE DECKS K9.6.1 STANDARD LOAD ...................................................................................................................... K9 - 11 K9.6.2 CONCRETE BRIDGE DECKS .................................................................................................... K9 - 11 K9.6.3 WOODEN BRIDGE DECKS ....................................................................................................... K9 - 11

K9.7 EQUIVALENT LOAD FACTORS FOR VEHICLE LOADSK9.7.1 EQUIVALENT BASE LENGTH OF A GROUP OF AXLE LOADS ............................................... K9 - 12 K9.7.2 EQUIVALENT LOAD FACTOR .................................................................................................. K9 - 12 K9.7.3 BINA MARGA DESIGN LOADING 1970 ..................................................................................... K9 - 13

K9.8 CALCULATION OF THE LOAD CAPACITY OF BRIDGES K9.8.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 14K9.8.2 MATERIAL PROPERTIES

K9.8.2.1 General .................................................................................................................................. K9 - 14K9.8.2.2 Concrete Bridges ................................................................................................................... K9 - 14 K9.8.2.3 Steel Bridges .......................................................................................................................... K9 - 15 K9.8.2.4 Composite Bridges ................................................................................................................. K9 - 15 K9.8.2.5 Wooden Bridges ..................................................................................................................... K9 - 15

K9.8.3 SELF WEIGHT AND SUPERIMPOSED DEAD LOADS ............................................................. K9 - 15

K9 - i

K9.9 BRIDGE CONDITION EVALUATIONK9.9.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 16 K9.9.2 SUBSTRUCTURE CONDITION FACTOR .................................................................................. K9 - 16K9.9.3 SUPERSTRUCTURE CONDITION FACTOR ............................................................................. K9 - 16 K9.9.4 DECK CONDITION FACTOR ..................................................................................................... K9 - 17K9.9.5 FULL SCALE TEST LOADING

K9.9.5.1 General .............................................................................................................................. K9 - 18 K9.9.5.2 Static Test Loading ............................................................................................................ K9 - 18 K9.9.5.3 Dynamic Test Loading ....................................................................................................... K9 - 19 K9.9.5.4 Test Loading of Decks ....................................................................................................... K9 - 19

K9.10 RESTRICTIONS POSTED ON BRIDGES K9.10.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 20 K9.10.2 METHOD OF POSTING ............................................................................................................. K9 - 20 K9.10.3 CALCULATION OF LOAD RESTRICTIONS ............................................................................... K9 - 21K9.10.4 SPEED RESTRICTIONS ............................................................................................................ K9 - 22

REFERENCESGENERAL SOURCE DOCUMENTS ............................................................................................................ K9 - 23 SELECTED REFERENCES .......................................................................................................................... K9 - 23

APPENDIX KAKA.1 OVERDESIGN COEFFICIENT - Ref. ARTICLE 9.5.4 ................................................................. K9 - 24

APPENDIX KB - EXAMPLES OF SAFETY FACTOR CALCULATIONKB.1 DESCRIPTION ............................................................................................................................ K9 - 26KB.2 LOAD RATING OF BRIDGES

KB.2.1 GENERAL ......................................................................................................................... K9 - 27KB.2.2 BRIDGE No 1

KB.2.2.1 Superstructure Load Rating ......................................................................................... K9 - 27 KB.2.2.2 Deck Load Rating ......................................................................................................... K9 - 28

KB.2.3 BRIDGE No 2 KB.2.3.1 Superstructure Load Rating ......................................................................................... K9 - 28 KB.2.3.2 Deck Load Rating ......................................................................................................... K9 - 29



KB.3 EQUIVALENT LOAD FACTORSKB.3.1 NORMAL TRAFFIC LOAD ................................................................................................. K9 - 31 KB.3.2 EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD ....................................................................................... K9 - 32

KB.4 SAFETY FACTORS .................................................................................................................... K9 - 33 KB.5 CONCLUSIONS .......................................................................................................................... K9 - 34

K9 - ii

DAFTAR ISI

K9.1 PENDAHULUANK9.1.1 RUANG LINGKUP ...................................................................................................................... K9 - 1 K9.1.2 MAKSUD DAN TUJUAN ............................................................................................................. K9 - 1K9.1.3 PENGGUNAAN BAGIAN TATA CARA

K9.1.3.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 1 K9.1.3.2 Penilaian Beban ................................................................................................................. K9 - 1 K9.1.3.3 Faktor Beban Ekuivalen ..................................................................................................... K9 - 2 K9.1.3.4 Faktor Keamanan .............................................................................................................. K9 - 2

K9.1.4 IKHTISAR K9.1.4.1 Definisi ................................................................................................................................ K9 - 2 K9.1.4.2 Daftar Notasi ...................................................................................................................... K9 - 2

K9.2 PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN JEMBATANK9.2.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 3K9.2.2 BEBAN LALU LINTAS

K9.2.2.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 3 K9.2.2.2 Beban Lalu Lintas Biasa .................................................................................................... K9 - 3 K9.2.2.3 Beban Lalu Lintas Luar Biasa ............................................................................................ K9 - 4

K9.2.3 FAKTOR KEAMANAN UNTUK BEHAN LALU LINTAS BIASA ................................................... K9 - 4 K9.2.4 FAKTOR KEAMANAN UNTUK BEHAN LALU LINTAS LUAR BIASA ........................................ K9 - 4

K9.3 PERSYARATAN PENILAIANK9.3.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.2 BEHAN STANDAR ...................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.3 JEMBATAN BARU ...................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.4 JEMBATAN LAMA ...................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.5 PERHITUNGAN PENILAIAN BEBAN JEMBATAN ..................................................................... K9 - 5

K9.4 PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN BAWAH JEMBATANK9.4.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 6 K9.4.2 BANGUNAN BAWAH YANG TERPISAH DARI BANGUNAN ATAS ........................................... K9 - 6 K9.4.3 BANGUNAN BAWAH YANG BERSATU DENGAN BANGUNAN ATAS ..................................... K9 - 6

K9.5 PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN ATAS JEMBATANK9.5.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 7 K9.5.2 JEMBATAN DENGAN RENCANA SESUAI PERATURAN INI ................................................... K9 - 7K9.5.3 JEMBATAN DENGAN RENCANA SESUAI PEMBEBANAN BINA MARGA 1970....................... K9 - 7K9.5.4 JEMBATAN DENGAN PEMBEBANAN RENCANA DILUAR BINA MARGA 1970....................... K9 - 9K9.5.5 JEMBATAN DENGAN RENCANA PEMBEBANAN YANG TIDAK DIKETAHUI........................... K9 - 9

K9.6 PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK LANTAI JEMBATANK9.6.1 BEHAN STANDAR ...................................................................................................................... K9 - 11 K9.6.2 LANTAI BETON JEMBATAN ...................................................................................................... K9 - 11 K9.6.3 LANTAI KAYU JEMBAT AN ......................................................................................................... K9 - 11

K9.7 FAKTOR BEBAN EKUIVALEN UNTUK BEBAN KENDARAANK9.7.1 PANJANG DASAR EKUIVALEN UNTUK RANGKAIAN BEHAN GANDAR .... K9-12 K9.7.2 FAKTOR BEHAN EKUIVALEN ................................................................................................... K9 - 12 K9.7.3 RENCANA PEMBEBANAN BINA MARGA 1970 ........................................................................ K9 - 13

K9.8 PERHITUNGAN KAPASITAS BEBAN JEMBATANK9.8.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 14K9.8.2 BESARAN BEBAN

K9.8.2.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 14 K9.8.2.2 Jembatan Beton ................................................................................................................. K9 - 14 K9.8.2.3 Jembatan Baja ................................................................................................................... K9 - 15 K9.8.2.4 Jembatan Komposit ........................................................................................................... K9 - 15 K9.8.2.5 Jembatan Kayu .................................................................................................................. K9 - 15

K9.8.3 BERAT SENDIRI DAN BEBAN MATI TAMBAHAN ..................................................................... K9 - 15

K9 - iii

K9.9 EVALUASI KONDISI JEMBATANK9.9.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 16 K9.9.2 FAKTOR KONDISI BANGUNAN BAWAH .................................................................................. K9 - 16K9.9.3 FAKTOR KONDISI BANGUNAN ATAS ...................................................................................... K9 - 16 K9.9.4 FAKTOR KONDISI LANTAI ........................................................................................................ K9 - 17K9.9.5 PERCOBAAN PEMBEBANAN SKALA PENUH

K9.9.5.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 18 K9.9.5.2 Percobaan Pembebanan Statik ......................................................................................... K9 - 18 K9.9.5.3 Percobaan Pembebanan Dinamik ..................................................................................... K9 - 19 K9.9.5.4 Percobaan Pembebanan Lantai ........................................................................................ K9 - 19

K9.10 TANDA PEMBATASAN BEBAN JEMBATANK9.10.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 20 K9.10.2 CARA PEMBERIAN TANDA ....................................................................................................... K9 - 20 K9.10.3 PERHITUNGAN PEMBATASAN BEBAN ................................................................................... K9 - 21K9.10.4 PEMBATASAN KECEPATAN ..................................................................................................... K9 - 22

PUSTAKADOKUMEN SUMBER UMUM ....................................................................................................................... K9 - 23 PUSTAKA TERPILIH .................................................................................................................................... K9 - 23

LAMPIRAN KAKA.1 KOEFISIEN RENCANA LEBIH AMAN (LIHAT ARTIKEL 9.5.4) ................................................. K9 - 24

LAMPIRAN KB - CONTOH PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANANKB.1 DESKRIPSI.................................................................................................................................. K9 - 26KB.2 PENILAIAN BEBAN JEMBATAN

KB.2.1 UMUM ............................................................................................................................... K9 - 27 KB.2.2 JEMBATAN NO. 1

KB.2.2.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................. K9 - 27KB.2.2.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................ K9 - 28

KB.2.3 JEMBATAN NO. 2 KB.2.3.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................... K9 - 28 KB.2.3.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................... K9 - 29

KB.2.4 JEMBATAN NO. 3 KB.2.4.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................... K9 - 29 KB.2.4.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................... K9 - 30

KB.2.5 JEMBATAN NO. 4 KB.2.5.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................. K9 - 30KB.2.5.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................ K9 - 31

KB.3 FAKTOR BEBAN EKUIVALENKB.3.1 BEBAN LALU LINTAS BIASA ............................................................................................ K9 - 31 KB.3.2 BEBAN LALU LINTAS LUAR BIASA ................................................................................. K9 - 32

KB.4 FAKTOR-FAKTOR KEAMANAN ................................................................................................. K9 - 33 KB.5 KESIMPULAN ............................................................................................................................. K9 - 34

K9 - iv


Table K9.1 Relation Between Condition Mark and Condition FactorsTabel K9. 1 Kondisi dan Hubungan antara Tanda Faktor Kondisi ....................................................... K9 - 16

Table K9.2 Suggested Criteria for Dynamic Testing of Bridge SuperstructuresTabel K9.2 Saran Kriteria untuk Fercobaan Dinamik pada Bangunan Atas Jembatan......................... K9 - 19

LIST OF FIGURES DAFTAR GAMBAR

Figure K9.1 Variation of Superstructure Condition Factor With Span LengthGam bar K9.1 Variasi Faktor Kondisi Bangunan Atas Sesuai Panjang Bentang ..................................... K9 - 18

K9 - v

SECTION K9 LOAD RATING

K9.1 INTRODUCTION

K9.1.1 SCOPE

This Section considers the action of permanent loads,superimposed dead loads and traffic loads at theUltimate Limit State only. Existing bridges which may beat risk from environmental actions (wind, earthquake,stream forces, scour, etc) should be subject to a specialinvestigation.

K9.1.2 PURPOSE

The Safety Factor is determined on the basis of StandardLoads and simple comparisons of load effects.

In the case of Normal Traffic Loads, a safety Factor lessthan one indicates that the probability of failure undernormal heavy traffic loads is greater than the acceptabledesign probability of failure. The Design Engineer mayconsider this satisfactory for routes with low trafficvolumes and where the bridge is planned for replacement in the foreseeable future. However, a bridgewith a reduced Safety Factor will require a higher level ofmaintenance to keep it operating satisfactorily.

In the case of an Exceptional Traffic Load, a SafetyFactor less than one indicates a significant, andunacceptable, possibility of failure.


K9.1.3.1 General

No comment required.

K9.1.3.2 Load Rating

Bridges may be load rated by simple comparison of design loads or by detailed analysis. In either case, the rating calculation is only done once for each bridge,although the rating will be revised regularly as thecondition of the bridge changes. The capacity of thebridge to carry other loads (Safety Factor) is determinedby comparing the effects of -the Standard Loads to the effects of the actual

BAGIAN K9 PENILAIAN BEBAN

K9.1 PENDAHULUAN


Bagian ini mempertimbangkan aksi beban tetap, bebanmati tambahan dan beban lalu lintas pada keadaanputus ultimate saja. Jembatan lama yang dapatmengalami risiko dari aksi lingkungan (angin, gempa,gaya aliran, gerusan dll) harus diberikan pemeriksaankhusus.

K9.1.2 MAKSUD DAN TUJUAN

Faktor keamanan ditentukan berdasarkan beban standardan perbandingan sederhana dari pengaruhpengaruhbeban.

Dalam hal Beban Lalu Lintas Biasa, suatu faktorkeamanan lebih kecil dari satu, menunjukan bahwakemungkinan keruntuhan akibat Beban Lalu Lintas Beratbiasa adalah lebih besar dari rencana kemungkinankeruntuhan yang wajar. Akhli Teknik Perencana bolehmempertimbangkan apakah faktor tersebut memenuhiuntuk jaringan jalan dengan volume lalu lintas rendahdan kapan penggantian jembatan direncanakan dalamwaktu mendatang. Bagaimanapun suatu jembatandengan faktor keamanan yang kurang akan memerlukantingkat pemeliharaan yang lebih tinggi untukmempertahankan kegunaan jembatan tersebut.

Dalam hal Beban Lalu Lintas Luar Biasa, suatu faktorkeamanan lebih kecil dari satu, menunjukan suatukemungkinan keruntuhan yang tiba-tiba.

K9.1.3 PENGGUNAAN BAGIAN TATACARA

K9.1.3.1 Umum

Tidak perlu penjelasan

K9.1.3.2 Penilaian Beban

Penilaian Beban Jembatan dapat dilakukan denganperbandingan sederhana antara beban-beban rencanaatau dengan analisa terperinci. Dalam setiap kasus,perhitungan penilaian hanya dilakukan satu kali untuktiap jembatan, walaupun demikian penilaian akan selaludiperbaharui secara periodik mengingat kondisi jembatanyang berubah. Kapasitasjembatan dalam memikulbeban-beban lain

K9 - 1

loads.

Differences in design loadings and rates of deteriorationwill result in different capacities for the main componentsof a bridge- foundation, substructure, superstructure anddeck. The foundation and substructure are rated togetherbecause it is not practical to consider them separately.The effect of traffic loads on the substructure is proportionally much less than on the superstructure, so the substructure is considered to have at least the same capacity as the superstructure unless the DesignEngineer has reason to suspect otherwise.

The Design Engineer should be careful to distinguishbetween the final Load Rating and the Nominal LoadRating. The Nominal Load rating can usually becalculated without actually inspecting the bridge.However, the effects of damage and deterioration on thebridge strength will usually be significant and it is essential that the Design Engineer obtains a reliable andobjective inspection report before completing the ratingprocess.

K9.1.3.3 Equivalent Load Factor

The Equivalent Load Factor is determined by comparingthe maximum bending moments and shear forcesproduced in a simple span. This comparison is not validfor the negative moment regions of continuous spansand care should be exercised with heavy vehicle loadsthat are likely to cause critical stresses in these areas.

K9.1.3.4 Safety Factor

See comments for Article 9.1.1.

K9.1.4 GLOSSARY



K9.1.4.2 Symbols


(Faktor keamanan), ditentukan dengan membandingkanpengaruh beban standar terhadap pengahuh bebanaktual.

Perbedaan dalam rencana pembebanan dan nilai-nilaikerusakan akan menghasilkan kapasitas yang berbedauntuk komponen-komponen utama jembatan - pondasi,bangunan bawah, bangunan atas dan lantai. Penilaianuntuk pondasi dan bangunan bawah dibuat bersama,karena sulit dipertimbangkan secara terpisah. Pengaruhbeban lalu lintas pada bangunan bawah adalah relatiplebih kecil dibanding pada bangunan atas, dengandemikian bangunan bawah dipertimbangkan mempunyaikapasitas yang paling sedikit sama dengan bangunanatas, kecuali Akhli Teknik Perencana mempunyai alasanuntuk kurang yakin.

Akhli Teknik Perencana harus berhati-hati dalammemisahkan antara Penilaian Beban Akhir dan PenilaianBeban Nominal. Penilaian Beban Nominal umumnyadapat dihitung tanpa mengadakan pemeriksaanjembatan. Bagaimanapun, pengaruh kerusakan dankehancuran kekuatan jembatan akan umumnya berperandan sangat penting bahwa Akhli Teknik Perencanamemperoleh laporan pemeriksaan yang dapat dipercayadan obyektip, sebelum menyelesaikan tahap-tahappenilaian.

K9.1.3.3 Faktor Beban Ekuivalen

Faktor Beban Ekuivalen ditentukan denganmembandingkan Momen Lentur dan Gaya Lintangmaksimum yang dihasilkan pada suatu bentangsederhana. Perbandingan ini tidak berlaku untuk daerahmomen negatip pada bentang menerus dan harusberhati-hati terhadap beban-beban kendaraan beratyang dapat mengakibatkan tegangan kritikal dalamdaerah-daerah tersebut.

K9.1.3.4 Faktor Keamanan

Lihat penjelasan untuk artikel 9.11.

K9.1.4 IKHTISAR

K9.1.4.1 Definisi


K9.1.4.2 Daftar Notasi


K9 - 2

K9.2 CALCULATION OF BRIDGESAFETY FACTORS

K9.2.1 GENERAL

See comments for Article 9.1.2.

K9.2.2 TRAFFIC LOADS

K9.2.2.1 General

A string of vehicles may also be designated as a traffic load. Such a load is still adequately defined by its axleweights and spacings.

The individual axle weights of an Exceptional TrafficLoad will normally not exceed the legal maximum (8tonne existing, but proposed to be increased to 10 tonne- Ref.1), but cases may occur where heavier axles maybe proposed. The design weight of the heavier of the "T”Truck axles (200 kN) represents the absolute upper limitfor an individual axle load, irrespective of the number ofwheels on the axle. Greater loads will cause damage to concrete deck slabs.

K9.2.2.2 Normal Traffic Loads

It is anticipated that the Standard Loads will be theNormal Traffic Loads for the majority of routes.

For lightly-trafficked roads in remote areas, however, the Authority may define a Normal Traffic Load that is morerepresentative of the local traffic. In this case the Normal Traffic Load may be based on axle weightmeasurements or vehicle type surveys. If axle weightmeasurements are used, it is recommended that the axleweights of the Normal Traffic Load be at least 25%greater than the maximum measured values. If a surveyof vehicle types is used, it is recommended that the axleweights of the Normal Traffic Load be two times thenominal axle weights of the heaviest vehicle surveyed.

For routes with Normal Traffic Loads less than theStandard Loads, it is expected that the Normal TrafficLoads will be upgraded in the future as traffic volumesand vehicle weights increase.

K9.2 PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN JEMBATAN

K9.2.1 UMUM

Lihat penjelasan untuk Artikel 9.12.

K9.2.2 BEBAN LALU LINTAS

K9.2.2.1 Umum

Rangkaian kendaraan dapat juga diartikan sebagaibeban lalu lintas. Beban tersebut cukup ditetapkan olehberat gandar dan jarak antara.

Masing-masing berat gandar dari suatu Beban LaluLintas Luar Biasa, umumnya tidak melebihi batas legalmaksimum ( 8 ton selama ini, tetapi diusulkan akandinaikan sampai 10 ton - Pustaka 1), tetapi mungkinterjadi kasus dimana dapat diusulkan gandar-gandarlebih berat. Berat rencana gandar terberat pada susunangandar truk "T" (200 kN) mewakili batas atas absolutuntuk suatu beban gandar tersendiri, yang tidaktergantung dari jumlah roda pada gandar tersebut.Beban-beban yang lebih besar akan menimbulkankerusakan pada lantai beton jembatan.

K9.2.2.2 Beban Lalu Lintas Biasa

Diharapkan bahwa beban standar akan menjadi BebanLalu Lintas Biasa untuk bagian terbesar dari jaringanjalan.

Untuk jalan dengan lalu lintas ringan didaerah terpencil,bagaimanapun, yang berwenang dapat menentukansuatu Beban Lalu Lintas Biasa yang lebih mewakili lalulintas setempat. Dalam hal irii, Beban Lalu Lintas Biasadapat didasarkan atas pengukuran berat gandar atausurvai jenis kendaraan. Bila digunakan pengukuran beratgandar, dianjurkan agar berat-beat gandar dari BebanLalu Lintas Biasa tersebut diambil paling sedikit 25%lebih besar dari nilai terukur maksimum. Bila digunakan,survai jenis kendaraan, dianjurkan agar berat-beratgandar dari Beban Lalu Lintas Biasa tersebut diambildua kali terhadap beban-beban gandar nominal yangdiperoleh pada kendaraan terberat dalam survai.

Untuk jaringan dengan Beban Lalu Lintas Biasa lebihkecil dari Beban Standar, diharapkan bahwa Beban LaluLintas Biasa akan ditingkatkan dalam waktu mendatangmengingat volume lalu lintas dan berat kendaraanmeningkat.

K9 - 3

K9.2.2.3 Exceptional Traffic Loads

The axle weights and spacings of an Exceptional TrafficLoad should be determined by actual measurement.Exceptional Traffic Loads should not be permitted tooperate without the restrictions listed in this clause.`

K9.2.3 SAFETY FACTOR FOR NORMALTRAFFIC LOADS

By definition, a bridge designed for the traffic loads set out in Section 2 of the Code has a Safety Factor of at least 1.0. A higher Safety Factor is possible becausesuch bridges are also designed to resist the effects ofwind, temperature, stream flow, etc. in combination withtraffic loads.

A bridge designed for lesser loads, such as Bina MargaLoading BM70 (Ref.A), or a deteriorated bridge may alsohave a Safety Factor greater than 1.0 if the NormalTraffic Load for the route is specified at a low enoughlevel (Ref. Appendix CB). This provides a rationalmechanism for retaining a low strength bridge in servicewithout compromising traffic safety.

The Safety Factor of a bridge will decrease if the NormalTraffic Load is increased in accordance with clauseC9.2.2.2.

K9.2.4 SAFETY FACTOR FOR AN EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD

The Safety Factor for an Exceptional Traffic Load is thesame in concept as the Safety Factor for Normal trafficLoads. In this case, however, the Equivalent Load Factorfor the Exceptional Traffic Load includes an allowance forthe controlled conditions set out in clause 9.2.2.3 that isnot included in the Equivalent Load Factor for the NormalTraffic Load.

Exceptionally heavy vehicles are not standardised, so itis expected that each Exceptional Traffic Load will havea different Equivalent load factor. This will result indifferent Safety Factors for the bridges.

If an Exceptional Traffic Load is permitted to cross abridge with a Safety Factor less than one, the bridge is likely to be damaged. If the Safety Factor is less than0.7, the bridge is likely to collapse.

K9.2.2.3 Beban Lalu Lintas Luar Biasa

Berat dan jarak gandar dari suatu Beban Lalu LintasLuar Biasa harus ditentukan dengan pengukuran aktual. Beban Lalu Lintas Luar Biasa tidak boleh berjalan tanpaurutan pembatasan dalam Sub-artikel ini.

K9.2.3 FAKTOR KEAMANAN UNTUKBEBAN LALU LINTAS BIASA

Menurut ketentuan, suatu jembatan dengan rencanasesuai beban lalu lintas dalam Tata Cara Bagian 2,mempunyai faktor keamanan yang paling sedikit sebesar1.0. Faktor keamanan lebih besar adalah mungkin,karena jembatan tersebut juga direncana terhadappengaruh angin, suhu, aliran air dll, yang dikombinasidengan beban lalu lintas.

Jembatan yang direncana untuk beban lebih kecil,seperti Pembebanan Bina Marga BM70 (Pustaka A),atau suatu jembatan rusak dapat juga mempunyai faktorkeamanan lebih besar dari 1.0, bila Beban Lalu LintasBiasa untuk jaringan tersebut telah dispesifikasikan padatingkat cukup rendah (Pustaka, Lampiran CB). Hal inimemberikan suatu mekasisma nyata untukmempertahankan pelayanan jembatan berkekuatanrendah tanpa merugikan keamanan lalu lintas.

Faktor keamanan suatu jembatan akan menurun bilaBeban Lalu Lintas Biasa ditingkatkan sesuai pasal9.2.2.2.

K9.2.4 FAKTOR KEAMANAN UNTUKBEBAN LALU LINTAS LUAR BIASA

Faktor keamanan untuk Beban Lalu Lintas Luar Biasaadalah dengan konsep sama seperti Faktor keamananuntuk Beban Lalu Lintas Biasa. Dalam hal ini,bagaimanapun, Faktor Beban Ekuivalen untuk BebanLalu Lintas Luar Biasa mencakup beban lebih yangdiizinkan mengingat ketentuan pengawasan kondisidalam pasal 9.2.2.3, hal mana tidak dicakup oleh FaktorBeban Ekuivalen untuk Beban Lalu Lintas Biasa.

Kendaraan sangat berat tidak distandarisir, sehinggadiharapkan bahwa setiap Beban Lalu Lintas Luar Biasaakan mempunyai Faktor Beban Ekuivalen yangberlainan. Hal ini menyebabkan faktor-faktor keamananyang berlainan untuk jembatan.

Bila suatu Beban Lalu Lintas Luar Biasa diizinkan untukmelintasi suatu jembatan dengan faktor keamanankurang dari satu, jembatan mungkin akan rusak. Bila faktor keamanan kurang dari 0.7, jembatan mungkinakan runtuh.

K9 - 4

K9.3 RATING REQUIREMENTS

K9.3.1 GENERAL

Load rating a bridge requires at least as muchengineering experience and judgement than designbecause of the need to assess the strength and conditionof the existing structure. For this reason it is necessary toset out minimum qualifications for the Design Engineerresponsible.

K9.3.2 STANDARD LOADS

Standard Loads must be specified so that all bridges arerated to the same scale. The choice of the rating loadcan be arbitrary, but there are significant advantages inusing the actual design traffic loadings.

K9.3.3 NEW BRIDGES

The Code does not permit a reduction in the "T" TruckLoading so that deck slabs and short spans will alwaysbe rated at 100 %.

K9.3.4 EXISTING BRIDGES

It is essential that the actual condition of a bridge beinspected before it is rated. The two objects of thisinspection are to assess the extent of deterioration of the bridge, and to identify any differences between the actualconstruction details of the bridge and the designdrawings.

Since the Load Rating depends on the bridge condition,it is important that the bridge is inspected on a regularbasis to update the rating.

K9.3.5 CALCULATION OF BRIDGE LOAD RATINGS


K9.3 PERSYARATAN PENILAIAN

K9.3.1 UMUM

Penilaian Beban Jembatan menuntut paling sedikitsebanyak pengalaman teknik dan penilaian mendalamdibanding perencanaan, mengingat diperlukanpendekatan untuk kekuatan dan kondisi struktur yangada. Sebab ini, perlu ditentukan kwalifikasi minimumuntuk Akhli Teknik Perencana yang bertanggung jawab.

K9.3.2 BEBAN STANDAR

Beban Standar harus dispesifikasi sedemikian rupasehingga semua jembatan dinilai terhadap skala sama.Pemilihan beban penilaian dapat dibuat sembarang,tetapi penggunaan pembebanan lalu lintas rencanaaktual akan memberi keuntungan yang berarti.

K9.3.3 JEMBATAN BARU

Tata cara ini tidak mengizinkan reduksi PembebananTruk "T", sehingga lantai atas dan bentang pendek akanselalu dinilai pada 100 %.

K9.3.4 JEMBATAN LAMA

Kondisi aktual jembatan adalah penting untuk diperiksa,sebelum diadakan penilaian. Dua pokok dalampemeriksaan tersebut adalah untuk pendekatanbesarnya kerusakan jembatan, dan untuk menyatakanapakah terdapat perbedaan antara detail konstruksijembatan aktual dan gambar rencana.

Mengingat Penilaian Beban tergantung pada kondisijembatan, maka adalah penting bahwa jembatandiperiksa secara periodik untuk memperbaharuipenilaian.

K9.3.5 PERHITUNGAN PENILAIAN BEBANJEMBATAN


K9 - 5

K9.4 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUBSTRUCTURES

K9.4.1 GENERAL

For the majority of bridges, it is considered impractical toseparately load rate the foundation and the substructure.

The substructure usually has a higher capacity for traffic loads than the superstructure unless it has beenweakened by undermining or settlement. In these casesthe Design Engineer must decide whether a specialinvestigation into the strength of the substructure iswarranted.

K9.4.2 ARTICULATED SUBSTRUCTURES

Although no bending moment can be transferred to anarticulated substructure, the Design Engineer shouldconsider any possible horizontal forces caused by frictionor frozen bearings. These horizontal forces may causesubstantial bending in tall piers.

K9.4.3 FRAMED SUBSTRUCTURES

In a bridge with a framed substructure, the structuralresponses of the superstructure and substructure cannotbe determined by separate analyses.

K9.4 PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN BAWAH JEMBATAN

K9.4.1 UMUM

Pada sebagian besar jembatan, penilaian beban pondasidan bangunan bawah secara terpisah adalah kurangpraktis.

Bangunan bawah umumnya mempunyai kapasitas lebihtinggi untuk beban lalu lintas dibanding bangunan atas,kecuali telah terjadi perlemahan akibat penggerusan danpenurunan pondasi. Dalam hal tersebut, Akhli TeknikPerencana harus menentukan apakah mutlak diperlukanpemeriksaan khusus terhadap kekuatan bangunanbawah.

K9.4.2 BANGUNAN BAWAH YANGTERPISAH DARI BANGUNAN ATAS

Walaupun momen lentur tidak dapat disalurkan kebangunan bawah yang terpisah, Akhli Teknik Perencanaharus mempertimbangkan setiap kemungkinan gayahorisontal akibat gesekan atau perletakan yang macet. Gaya-gaya horisontal tersebut dapat menyebabkanlenturan berarti pada pilar tinggi.

K9.4.3 BANGUNAN BAWAH YANGBERSATU DENGAN BANGUNANATAS

Pada jembatan dengan bangunan bawah yang bersatusecara monolitik, respon struktural bangunan atas danbangunan bawah tidak dapat ditentukan melalui analisaterpisah.

K9 - 6

K9.5 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUPERSTRUCTURES

K9.5.1 GENERAL

The deck support system may consist of longitudinalstringers, cross girders, or both. The basis of distinctionbetween the deck support system and the deck itself isspan length. Of the two Standard loads, the "T" Truckloading predominates up to a span of about 7 m. Deck slabs are unlikely to have spans approaching this figure,but the support systems may. It is therefore necessary tocheck the deck support system for the effects of both Standard loads.

K9.5.2 BRIDGES DESIGNED TO THISCODE


K9.5.3 BRIDGES DESIGNED FOR BINAMARGA LOADING 1970

This Article assumes that bridges designed to the BinaMarga Loading Specification for Highway Bridges 1970(Ref.A) have been designed by the Working StressDesign method.

Figures 9.2 and 9.3 have been obtained by comparingthe maximum total shear forces and bending momentsproduced in a simple span by the Bina Marga loadingand the Standard Loads. The major differences betweenthe two loadings are the provision of Dynamic LoadAllowance for the "T" Truck Load and the application of the "T" Truck loading to superstructures.

The maximum bending moment Muk and shear force Vukdue to a combined UDL and KEL are given by:

and:

where:

K9.5 PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN ATAS JEMBATAN

K9.5.1 UMUM

Konstruksi pendukung lantai dapat terdiri dari gelagarmemanjang, gelagar melintang, atau keduanya. Batasperbedaan antara sistim pendukung lantai dan lantaisendiri adalah panjang bentang. Dari antara dua BebanStandar, Pembebanan Truck "T" adalah yangmenentukan sampai bentang kurang lebih 7 m. Lantai atas jarang mempunyai bentang yang mendekati batastersebut, tetapi bentang konstruksi pendukung mungkinmencapai batas. Sebab ini perlu diadakan pengecekansistim pendukung lantai terhadap pengaruh dari kedua Beban Standar.

K9.5.2 JEMBATAN DENGAN RENCANASESUAI PERATURAN INI


K9.5.3 JEMBATAN DENGAN RENCANASESUAI PEMBEBANAN - BINAMARGA 1970

Artikel ini menganggap bahwa jembatan dengan rencanasesuai Spesifikasi Pembebanan Bina Marga untukjembatan jalan raya 1970 (Pustaka A) telah direncanakan dengan Metoda Tegangan Kerja.

Gambar-gambar 9.2 dan 9.3 telah diperoleh denganmembandingkan gaya lintang dan momen totalmaksimum dalam bentang sederhana akibatpembebanan Bina Marga terhadap Beban Standar.Perbedaan utama antara kedua pembebanan adalahpengadaan Fraksi Beban Dinamik untuk Beban Truk "T"dan penggunaan Pembebanan Truk "T" pada bangunanatas.

Momen lentur maksimum Muk dan gaya lintangmaksimum Vuk akibat kombinasi UDL dan KEL adalahsebagai berikut:

(K9.1a)

dan:

(K9.1a)

dengan:

K9 - 7

be = equivalent width of the bridge roadway (m);

UDL = uniformly distributed load (kPa);

KEL = knife edge load (kN);

S = span length;

DLA = Dynamic Load Allowance, or impact.

The equivalent width be provides for the lateraldistribution of the intensity of the UDL and KEL, and, for both the Bina Marga 1970 loading and the "D" LaneLoading, is given by:

where:

b = actual width of the bridge roadway.

The maximum bending moment Mt and shear force Vtdue to the "T" Truck Loading are given by:

and:

where:

N = the number of Design Traffic Lanes inaccordance with Article 2.3.

Equations (K9.1 d) and (K9.1 e) include the effects of the 30 % Dynamic Load Allowance for the "T" Truck Load.

The Nominal Load Rating for bridges designed to BinaMarga Loading 1970 is given by:

be = lebar ekuivalen dari jalan kendaraan padajembatan (m)

UDL = beban terbagi rata (kPa)

KEL = beban terpusat RN)

S = panjang bentang (m)

DLA = fraksi beban dinamik, atau kejut (impakt)

Lebar ekuivalen be menyediakan distribusi lateral dariintensitas beban UDL dan KEL, dan untuk PembebananBina Marga 1970 maupun Pembebanan Jalur "D",adalah sebagai berikut:

(K9.1c)

dengan:

b = lebar aktual dari jalan kendaraan padajembatan

Momen lentur maksimum Mt dan gaya lintang maksimumVt akibat Pembebanan Truk "T" adalah sebagai berikut::

(K9.1c)

(K9.1d)

dan

(K9.1e)

dengan:

N = jumlah rencana jalur lalu lintas sesuai Artikel2.3.

Rumus (K9.1 d) dan (K9.1 e) mencakup pengaruh faktor kejut 30 % untuk Beban Truk "T".

Penilaian Beban Nominal untuk jembatan denganrencana sesuai Pembebanan Bina Marga 1970 adalahsebagai berikut:

K9 - 8

where:

MBM = maximum bending moment due to the BinaMarga loading 1970 using Equation (K9.1a)and thee appropriate values from Ref. A;

KD = overdesign coefficient - see Appendix KA9.

For spans greater than 40 m, the "D" Lane Load gives agreater effect than the "T" Truck Load for all roadwaywidths. For lesser spans, The "T" Truck Load has a greater effect, depending on the roadway width. This is shown in Figures 9.2 and 9.3.

K9.5.4 BRIDGES WITH DESIGN LOADINGOTHER THAN BINA MARGA 1970

The same principles apply in this case as the previousArticle, although the analysis is carried out in accordancewith Sub-section 9.7. Particular care is required to ensure that all relevant modifying factors contained in theother code are taken into account.

It is important to determine such factors as:

whether the code loading is applied in lanes or as alateral UDL;

dynamic load allowance;

load reduction for multiple loaded lanes;

alternative loadings.

K9.5.5 BRIDGES WITH UNKNOWNDESIGN LOADING

If the design loading of a bridge is unknown, its loadcapacity can only be determined in two ways:

i. complete structural analysis from first principles;or

ii. full scale load testing.

Test loading is not recommended in this case because:

(K9.1f)

dengan:

MBM = Momen lentur maksimum akibat PembebananBina Marga 1970 dengan menggunakanRumus (9.1) dan nilai-nilai yang sesuai dariPustaka A.

KD = Koefisien rencana lebih - lihat Lampiran KA9.

Untuk bentang lebih besar dari 40 m, Beban Jalur "D"memberikan pengaruh lebih besar dari Beban Truk "T"untuk semua lebar jalan kendaraan. Untuk bentang lebihkecil, Beban Truk "T" mempunyai pengaruh lebih besar,tergantung pada lebar jalan kendaraan. Hal ini dijelaskandalam Gambar 9.2 dan 9.3.

K9.5.4 JEMBATAN DENGANPEMBEBANAN RENCANA DILUARBINA MARGA 1970

Dalam hal ini diterapkan dasar-dasar sama sepertiArtikel sebelumnya, walaupun analisa dilaksanakansesuai dengan Bab 9.7. Perhatian khusus diperlukanuntuk menjamin bahwa semua faktor modifikasi relevandalam Tata Cara lain tersebut, telah ikut diperhitungkan.

Adalah penting untuk menentukan faktor-faktor demikianseperti:

apakah Pembebanan Tata Cara diterapkan dalamjalur-jalur atau sebagai beban terbagi rata arahlateral

fraksi Beban Dinamik (kejut atau impakt)

reduksi beban untuk jalur majemuk

pembebanan alternatip

K9.5.5 JEMBATAN DENGAN RENCANAPEMBEBANAN YANG TIDAKDIKETAHUI

Bila rencana pembebanan suatu jembatan tidakdiketahui, kapasitas bebannya hanya dapat ditentukanmelalui 2 cara:

i. analisa struktural lengkap berdasarkanprinsipprinsip semula atau

ii. percobaan Pembebanan Skala Penuh

Dalam hal ini percobaan pembebanan tidak dianjurkankarena:

K9 - 9

some analysis must be carried out in any case to determine the maximum safe value of the test load;

the test load effect must be at least 40 % greaterthan the effect of the desired Normal Traffic Load(see Article 9.9.5), requiring very heavy loads for medium and long spans;

there is some risk that a sound bridge could bebadly damaged by the test.

Equation 9.4 is derived from the Ultimate Limit Statedesign condition:

which may be expressed as:

where:

S = ultimate design action of permanent loads;*P

S = ultimate design action of live loads;*L

R* = design ultimate strength of the member.

The maximum value of S * represents the availablecapacity for traffic loads, giving the following expression for the Nominal Load Rating Q

L

S:

where:

K U = the Ultimate Load Factor for the StandardLoads;

S

= 2.0;

SS = nominal effect of the Standard Loads.

K9.5.6 REDUCTION OF LOAD RATINGFOR EXCESS ASPHALT

On many existing bridges in Indonesia an excessivethickness of asphalt has built up because ofcarelessness during road resheeting. This excessiveasphalt increases the dead load on a bridge, thuscausing a corresponding decrease in the live loadcapacity. The reduction in live load capacity, QS, is given by:

dalam setiap hal, diperlukan suatu analisa untukmenentukan nilai aman maksimum dari bebanpercobaan

pengaruh beban percobaan harus minimal 40 % lebih besar dari pengaruh Beban Lalu Lintas Biasayang diinginkan (lihat Artikel 9.9.5), yangmemerlukan beban-beban sangat berat untukbentang sedang dan panjang

ada suatu risiko bahwa jembatan utuh dapytmengalami kerusakan akibat percobaan

Rumus 9.4 diturunkan dari keadaan rencana batas putusultimate:

(K9.2a)

yang dapat ditanyakan sebagai berikut:

(K9.2b)

dengan:

S = aksi beban tetap pada rencana putus ultimate*P

S = aksi beban hidup pada rencana putus ultimate*L

R* = kekuatan ultimate rencana unsur.

Nilai maksimum S mewakili kapasitas yang tersediauntuk beban lalu lintas, yang memberi Rumus berikut untuk Penilaian Beban Nominal Q

*L

S:

(K9.2c)

dengan:

K U = Faktor Beban Putus Ultimate untuk BebanStandar;

S

= 2.0;

SS = pengaruh nominal dari Beban Standar.

K9.5.6 REDUKSI PENILAIAN BEBANUNTUK KELEBIHAN ASPAL

Pada banyak jembatan lama di Indonesia suatu kelibihantebal aspal telah terbentuk karena kurang kecermatan selama pelapisan ulang jalan. Kelebihan aspal tersebutmeningkatkan beban mati pada jembatan, maka menyebabkan pengurangan sebanding dalam kapasitasbeban hidup. Reduksi dalam kapasitas beban hidup,

QS, diberikan oleh:

K9 - 10

where:

SEA = the effect of the excessive thickness ofasphalt. This value is not factored becausethe actual thickness and density of theoverlay can be measured accurately.

K9.6 NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE DECKS

K9.6.1 STANDARD LOAD

The span length of a bridge deck will invariably be lessthan the span at which the "D" Lane Loading governs.

In slab and stringer decks the effect of the individualwheel loads is likely to govern.

K9.6.2 CONCRETE BRIDGE DECKS

The Bina Marga 1970 truck load is only 77 % of the new"T" Truck Loading because of the addition of 30 %Dynamic Load Allowance. This has been rounded off togive a Nominal load rating of 80 %.

Short deck slabs spanning in the direction of the traffic flow are basically designed for a single axle load in eachtraffic lane. This loading is the same in principle as the"T" Truck Loading and the Load Rating can be calculatedfrom the Equivalent Load Factor of the design load (Ref. Article 9.7.2).

Decks supported on longitudinal stringers are more sensitive to the axle spacing of the design loading thandecks supported on cross girders. Unless there is a good degree of correspondence between the design loadingand the configuration of the Standard Loads, these decksshould be load rated by analysis. For an approximatemethod, see Appendix CB9.

K9.6.3 WOODEN BRIDGE DECKS

It is assumed that there is no shear connection betweendeck planks apart from a limited connection provided byany longitudinal sheeting. It is also assumed that therelative stiffnesses of the planks and girders are suchthat the planks behave as if they are on rigid supports.

(K9.3)

dengan:

SEA = pengaruh kelebihan tebal aspal. Nilai ini tidak difaktor karena tebal aktual dan beratisi lapis perkerasan dapat diukur dengantepat.

K9.6 PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK LANTAI JEMBATAN

K9.6.1 BEBAN STANDAR

Panjang bentang suatu lantai jembatan akan selalu lebihkecil dari bentang padamana Pembebanan Jalur "D"menentukan.

Pada lantai pelat dan gelagar, pengaruh beban-bebanroda tersendiri umumnya menentukan.

K9.6.2 LANTAI BETON JEMBATAN

Beban truk Bina Marga 1970 adalah hanya 77%terhadap Pembebanan Truk "T" baru, karena adapenambahan Fraksi Beban Dinamik 30% (kejut). Nilai initelah dibulatkan sehingga memberi Penilaian bebanNominal sebesar 80%.

Lantai atas dengan bentang pendek dalam arah arus lalulintas, pada dasarnya direncana untuk beban gandartunggal dalam setiap jalur lalu lintas. Pembebanan iniadalah dengan prinsip sama seperti Pembebanan Truk"T" dan Penilaian Beban dapat diperhitungkanberdasarkan Faktor Beban Ekuivalen dari beban rencana(lihat artikel 9.7.2).

Lantai yang didukung pada gelagar-gelagar memanjangadalah lebih sensitip terhadap jarak gandar dari pembebanan rencana, dibanding Iantai yang didukungpada gelagar-gelagar melintang. Kecuali terdapat tingkatkesamaan yang baik antara pembebanan rencana darikonfigurasi Beban Standar, lantai tersebut harus dinilaimelalui analisa. Untuk suatu cara perkiraan, lihatLampiran CB9.

K9.6.3 LANTAI KAYU JEMBATAN

Dianggap bahwa tidak terdapat hubungan geser antarapapan-papan lantai, kecuali suatu hubungan terbatasyang diberikan oleh pelapisan arah memanjang. Jugadianggap bahwa kekakuan relatip dari papan-papan dangelagar-gelagar adalah sedemikian rupa, sehinggapapan-papan dianggap terletak pada tumpuan kaku.

K9 - 11

K9.7 EQUIVALENT LOAD FACTORS FOR VEHICLE LOADS

K9.7.1 EQUIVALENT BASE LENGTH OF A GROUP OF AXLE LOADS

The concept of Equivalent Base Length has been usedsuccessfully in Ontario, Canada for assessing the effects of heavy vehicles (Ref.2). The Equivalent Base Lengthprovides a mathematically exact expression for themaximum bending moment from a group of concentratedloads on a simple span. It can not be used for determining intermediate bending moments in simplespans (at the quarter points, for example) or negativemoments in continuous spans. Despite these limitations,the Equivalent Base Length is an extremely effective wayof comparing the effects of different vehicles.

K9.7.2 EQUIVALENT LOAD FACTOR

The Equivalent Load Factor compares the maximumbending moment caused by a vehicle Mv, given by:

with the maximum bending moment caused by theStandard Loads MUK, given by Equation (K9.1 a).

The Equivalent Normal Load WN is obtained bymultiplying MUK or Mt as appropriate (Ref. Article K9.5.3),by the following factors:

1/N to convert the load effect to a single traffic lane (for Normal Traffic Loads, it is assumed that all lanes are occupied);

4/S to remove a common factor with the expressionfor MP;

1/1.3 to account for the 30 % Dynamic Load Factorapplicable to truck loads;

0.9 - this is a de-rating factor to take into accountinaccuracies in determining the weight of the axle group and the possibility of other actionsoccurring simultaneously with the traffic load.

The Equivalent Exceptional Load WE is obtained bymultiplying MUK or Mt as appropriate (Ref. Article K9.5.3),by the following factors:

K9.7 FAKTOR BEBAN EKUIVALENUNTUK BEBAN KENDARAAN

K9.7.1 PANJANG DASAR EKUIVALENUNTUK RANGKAIAN BEBANGANDAR

Konsep Panjang Dasar Ekuivalen telah digunakandengan berhasil di Ontario, Canada untuk pendekatanpengaruh kendaraan berat (Pustaka 2). Panjang DasarEkuivalen menyediakan suatu ekspresi matematik tepat untuk momen lentur maksimum akibat rangkaian bebanterpusat pada bentang sederhana. Ekspresi tersebuttidak dapat digunakan untuk penentuan momen lenturantara pada bentang sederhana (pada seperempatbentang, sebagai contoh) atau momen negatip padabentang menerus. Meskipun ada batas-batas tersebut,Panjang Dasar Ekuivalen adalah suatu cara sangatefektip untuk membandingkan pengaruh dari kendaraan-kendaraan yang berbeda.

K9.7.2 FAKTOR BEBAN EKUIVALEN

Faktor Beban Ekuivalen membandingkan momen lenturmaksimum akibat suatu kendaraan, Mv dalam rumus:

(K9.4a)

dengan momen lentur maksimum akibat Beban StandarMUK, dalam Rumus (9.1)

Beban Biasa Ekuivalen WN diperoleh denganmengalikan MUK atau Mt yang sesuai (lihat ArtikelK9.5.3), dengan faktor-faktor berikut:

1/N untuk konversi pengaruh beban ke suatu jalur lalulintas tunggal (untuk Beban Lalu Lintas Biasa,dianggap bahwa semua jalur penuh)

4/S untuk menghilangkan suatu faktor sama denganrumus untuk MP

1/1.3 untuk memperhitungkan Fraksi Beban Dinamik(kejut) 30 % yang digunakan pada beban truk.

0.9 Ini adalah faktor pengurangan nilai yangmemperhitungkan kurang ketelitian dalampenentuan berat rangkaian gandar dankemungkinan dari aksi lain yang terjadibersamaan dengan beban lalu lintas

Beban Luar Biasa Ekuivalen WE diperoleh denganmengalikan MUK atau Mt yang sesuai (lihat ArtikelK9.5.3), dengan faktor-faktor berikut.

K9 - 12

4/S to remove a common factor with the expression forMP;

1/1.1 to account for a Dynamic Load Factor of 10 % which is considered applicable to a very heavyvehicle under controlled operation;

0.9 de-rating factor, as for the Normal Traffic Load.

For the same axle group, it can be seen that thefollowing relationship exists between FLN and FLE:

K9.7.3 BINA MARGA DESIGN LOADING1970

For the purpose of load rating, the Equivalent LoadFactor of the Bina Marga Design Loading 1970 is implicitly contained in the graphs in Figures 9.2 and 9.3.However, it may be desired to compare a traffic load to the Bina Marga loading for some other reason. Thiscomparison is done most easily by using the EquivalentLoad Factors of the two loads. The Equivalent LoadFactor for the Bina Marga Loading can be determinedusing Equation (K9.1 b).

K9.7.4 OTHER DESIGN LOADINGS

Since other loadings are completely defined in theirrelevant codes, there is a need to compensate for the 30% Dynamic Load Allowance for truck loading which is included in the calculation of WN. See Article K9.5.4.

4/S untuk menghilangkan suatu faktor sama denganrumus untuk MP

1/1.1 untuk memperhitungkan Faktor Beban Dinamik(kejut) 10 % yang dipertimbangkan sesuai untuk kendaraan sangat berat dengan pengawasanselama melintasi jembatan

0.9 faktor pengurangan nilai, seperti pada beban LaluLintas Biasa

Untuk rangkaian gandar yang sama, dapat dilihat bahwahubungan antara FLN dan FLE adalah sebagai berikut:

(K9.4b)

K9.7.3 RENCANA PEMBEBANAN BINAMARGA 1970

Untuk maksud penilaian beban, Faktor Beban Ekuivalendari Rencana Pembebanan Bina Marga 1970 adalahtercakup dalam Grafik pada Gambar 9.2 dan 9.3. Bagaimanapun, dapat diminta untuk membandingkansuatu beban lalu lintas terhadap Pembebanan BinaMarga dengan suatu alasan lain. Perbandingandilakukan paling mudah dengan menggunakan FaktorBeban Ekuivalen untuk dua beban tersebut. FaktorBeban Ekuivalen untuk Pembebanan Bina Marga dapatditentukan dengan Rumus 9.2.

K9.7.4 RENCANA PEMBEBANAN LAIN

Mengingat pembebanan lain telah ditentukan secaralengkap dalam peraturan relevannya, terdapat keperluanagar mengimbangi untuk fraksi beban dinamik (kejut) 30% pada pembebanan truk yang tercakup dalamperhitung WN. Lihat Artikel K9.5.4.

K9 - 13

K9.8 CALCULATION OF THE LOAD CAPACITY OF BRIDGES

K9.8.1 GENERAL

Load rating is carried out using limit state methods so it is essential that the appropriate Strength ReductionFactors be used. The strength Reduction Factors areindependent from the Condition factors defined in Sub-section 9.9.

K9.8.2 MATERIAL PROPERTIES

K9.8.2.1 General

The materials used in a bridge, and their strengths, mustbe correctly identified. Some materials may be difficult to differentiate, such as wrought iron and steel, and propersampling and testing will be necessary for reliablestrength assessment.

The most reliable method for determining materialproperties for load rating is to test the actual materialsused in the critical elements. Some nondestructivemethods are available, but the most precise method isremove specimens from the bridge for testing.

Destructive testing should be carried out with the approval of all parties involved. The bridge member,which may have been weakened by the cutting ofspecimens, must be repaired to as-new condition assoon as possible.

K9.8.2.2 Concrete Bridges

Concrete components cannot be readily assessedwithout the use of special equipment and/or destructive examination.

Strength results obtained from ultrasonic pulse velocityor surface hardness methods should not be used bythemselves but should be used in conjunction withstrength results from concrete core tests. Cores shouldbe taken from critical elements. The compressivestrength of concrete derived from cores should take into account the size of the core.

The specified strength of reinforcement and prestressingsteel given in Table 9.1 is based on Ref.B and Ref.3, onthe assumption that all steel reinforcement used before1970, and all prestressing steel of any age, wereimported from countries with adequate standards of manufacture.

K9.8 PERHITUNGAN KAPASITASBEBAN JEMBATAN

K9.8.1 UMUM

Penilaian beban dilaksanakan dengan ynenggunakanmetoda keadaan batas-limit, sehingga adalah pentingbahwa digunakan Faktor-faktor reduksi kekuatan yangsesuai. Faktor-faktor reduksi kekuatan tidak tergantungpada faktor-faktor kondisi yang ditentukan dalam Bab9.9.

K9.8.2 BESARAN BEBAN

K9.8.2.1 Umum

Bahan-bahan yang digunakan dalam suatu jembatan,serta kekuatan-kekuatannya, harus dinyatakan secaratepat. Beberapa bahan mungkin sulit ditelusuri, sepertibesi tuang dan baja, dan pengambilan benda contohserta pengujian akan diperlukan untuk pendekatankekuatan secara baik.

Cara terbaik untuk penentuan besaran bahan dalampenilaian beban adalah pengujian bahan aktual yangdigunakan dalam elemen kritikal. Terdapat beberapacara tidak merusak, tetapi cara paling teliti adalahpengambilan benda contoh dari jembatan untukpengujian.

Pengujian dengan cara merusak harus mendapatpersetujuan dari semua pihak yang berkepentingan.Elemen jembatan yang diperlemah karena pemotonganbenda contoh, harus segera diperbaiki kembali kekondisi aslinya.

K9.8.2.2 Jembatan Beton

Komponen beton tidak dapat langsung diperkirakantanpa penggunaan peralatan khusus dan/atau pengujiandengan cara merusak.

Hasil kekuatan yang diperoleh dari metoda kecepatanrambat ultrasonic atau kekerasan permukaan, sebaiknyatidak digunakan tersendiri tetapi harus digunakan dalamkombinasi dengan hasil kekuatan dari pengujian bor inti.Bor inti harus diambil pada elemen kritikal. Kuat tekan beton yang diturunkan berdasarkan bor inti, harus ikutmemperhitungkan dimensi bor inti tersebut.

Kekuatan tulangan dan baja pratekan sesuai spesifikasidalam Tabel 9.1, adalah berdasarkan Pustaka B danPustaka 3, dengan anggapan bahwa semua bajatulangan yang digunakan sebelum 1970, dan semuabaja pratekan dari setiap umur, telah diimpor darinegara-negara dengan standar pabrikasi yangmemenuhi syarat.

K9 - 14

K9.8.2.3 Steel Bridges

The strength of steel as related to yield point dependspartly on the thickness of material, with the thinnerelements having the higher yield points. Thus, the steelin the webs of rolled beams has ahigher yield point thanthat in the flanges. It is standard practice to take millcertificate coupons from the thinnest element of amember, the res ting yield points of the samples beinggenerally w %.* bove the minimum guaranteed yieldpoints for any particular grade of steel.

When a bridge is composed of different structural sections, such as channels, angles and I beams, theDesign Engineer should not assume that all sections areof the same grade of steel.

Steel bolted or riveted sections have historically beenoverdesigned; however, these are often in locationswhere deterioration is more prevalent. Bolt slip and rivethead micro-cracking should be checked

K9.8.2.4 Composite Bridges

Many steel girder bridges with reinforced concrete decksexhibit composite behaviour although there is no positiveshear connection between the deck and girders. Thisbehaviour cannot be relied upon at high load levelsbecause of the risk of a sudden slip as the deckdebonds. A bridge deck shall only be regarded ascomposite if there is positive evidence of shearconnectors between the deck and the girders.

K9.8.2.5 Wooden Bridges

The characteristic strength of sound wood depends onthe wood species. Unless the species of wood used in aparticular bridge can be positively identified, the strengthof the bridge components shall be based on the measured oven-dry density of actual samples, as givenin Section 5.

K9.8.3 SELF WEIGHT AND SUPERIMPOSED DEAD LOADS

For some bridges it may be practical to measure thedead load of a bridge directly by jacking up thesuperstructure. In this case a lower Load Factor, greater than unity, may be adopted by the Design Engineer withthe approval of the Authority.

K9.8.2.3 Jembatan Baja

Kekuatan baja sehubungan titik leleh, sebagiantergantung pada ketebalan bahan, dengan elemen lebih tipis yang mempunyai titik leleh lebih tinggi. Dengandemikian, baja dalam badan gelagar yang digiling,mempunyai titik leleh lebih tinggi dibanding flens.Dalamstandar praktek diambil kupon sertifikat dari elementertipis dalam suatu komponen, yang menghasilkan titik leleh benda contoh yang umumnya diatas titik lelehminimum yang disyaratkan untuk tiap mutu baja tertentu.

Bila jembatan terdiri dari susunan bagian-bagianstruktural berbeda, seperti kanal, siku dan gelagar I, Akhli Teknik Perencana tidak boleh menganggap bahwasemua bagian adalah dari mutu baja yang sama.

Bagian baja yang dibaut atau dikeling, secara historikdirencanakan lebih aman, bagaimanapun, bagianbagiantersebut sering berada dalam lokasi dimana kerusakanterjadi lebih dulu. Slip pada baut dan mikro retak padakepala keying perlu diperiksa.

K9.8.2.4 Jembatan Komposit

Banyak jembatan gelagar baja dengan lantai betonbertulang, memperlihatkan perilaku komposit walaupuntidak terdapat hubungan geser positip antara lantai dangelagar-gelagar. Perilaku ini tidak dapat diandalkan padatingkat beban tinggi, karena resiko slip tiba-tibamengingat ikatan lantai berkurang. Suatu lantai jembatanhanya boleh diperlakukan sebagai komposit, bilaterdapat bukti positip dari hubungan-hubungan geserantara lantai dan gelagar-gelagar.

K9.8.2.5 Jembatan Kayu

Kekuatan karakteristik kayu utuh tergantung pada jeniskayu. Kecuali bila jenis-jenis kayu yang digunakan padasuatu jembatan tertentu dapat positip ditentukan,kekuatan komponen jembatan harus berdasarkan beratjenis kering oven dari benda contoh aktual, seperti dalamBagian 5.

K9.8.3 BERAT SENDIRI DAN BEGAN MATITAMBAHAN

Untuk beberapa jembatan adalah mungkin lebih praktisuntuk mengukur berat mati jembatan secara langsungdengan mendongkrak bangunan atas. Dalam hal ini,faktor beban lebih rendah yang lebih besar dari satu,dapat diambil oleh Akhli Teknik Perencana denganpersetujuan dari yang berwenang.

K9 - 15

K9.9 BRIDGE CONDITION EVALUATION

K9.9.1 GENERAL

Guidelines for inspection procedures and inspectionintervals for bridges are set out in Ref.C. This documentalso catalogues typical bridge defects into differentclasses of severity and provides options for remedialtreatment.

K9.9.2 SUBSTRUCTURE CONDITIONFACTOR

The most common form of substructure failure is undermining and settlement due to erosion and scour.Unless this type of deterioration is evident, it can usuallybe assumed that the substructure is at least as strong asthe superstructure for carrying traffic loads. Care isrequired, however, in the case of wood substructureswhere extensive deterioration can be expected at the ground line or in the tidal zone.

If the Design Engineer suspects that the substructurehas been weakened, he should carry out a specialinvestigation to determine the remaining strength of the substructure.

K9.9.3 SUPERSTRUCTURE CONDITIONFACTOR

Table 9.3 is based on the general condition definitionscontained in Ref.C, and work done by COWlconsult(Ref.7). The relationship between FKS and the ConditionMark of the superstructure is given in Table K9.1.

K9.9 EVALUASI KONDISI JEMBATAN

K9.9.1 UMUM

Petunjuk untuk prosedur pemeriksaan dan jangka waktuantara pemeriksaan untuk jembatanjembatan, dijelaskandalam Pustaka C. Dokumen ini juga memperincikerusakan tipikal jembatan dalam berbagai kelas beratdan memberi pertimbangan dalam memilih cara pemeliharaan.

K9.9.2 FAKTOR KONDISI BANGUNANBAWAH

Bentuk keruntuhan paling umum pada bangunan bawahadalah penggerusan pondasi dan penurunan akibat erosidan gerusan. Kecuali bila jenis kerusakan tersebut nyata,umumnya dapat dianggap bahwa bangunan bawahadalah paling sedikit sekuat bangunan atas untuk dayapikul beban lalu lintas. Bagaimanapun harus berhati-hatidalam kasus bangunan bawah kayu, dimanan kerusakanberat dapat terjadi pada dasar tanah atau dalam daerahpasang surut.

Bila Akhli Teknik Perencana memperkirakan bahwa telahterjadi perlemahan bangunan bawah, maka harusdiadakan pemeriksaan khusus untuk menentukankekuatan sisa bangunan bawah.

K9.9.3 FAKTOR KONDISI BANGUNANATAS

Tabel 9.3 adalah berdasarkan ketentuan kondisi umumdalam Pustaka C, dan pekerjaan yang pernah dilakukanoleh COWlconsult (Pustaka 7). Hubungan antara Fk, dan tanda kondisi bangunan atas adalah sesuai Tabel K9.1.

Table K9.1 Relation Between Condition Mark and Condition Factors Tabel K9.1 Kondisi dan Hubungan antara Tanda Faktor Kondisi

Condition Mark from Ref.CTanda Kondisi dari Pustaka C

FKS FKD

0 1.00 1.00

1 1.00 1.00

2 0.90 1.00

3 0.70 0.70

4 0.30 0.30

5 0 0

K9 - 16

Theoretically, the Condition Factor for the superstructureshould depend on span length because of the variationwith span of the ratio of permanent load effects to total ultimate resistance (see Kpu in Appendix CA). TheUltimate Limit State condition is given by:

where:

K U = representative Ultimate Load factor for allcombined permanent actions;

P

Sp = total effects of permanent actions;

K U = Ultimate Load Factor for live load;L

SL = effects of live load;

KR = Strength Reduction Factor;

R = nominal ultimate resistance of thesuperstructure.

Substituting Kpu = Sp/R and rearranging terms gives:

from which it can be seen that FKS depends on thebracketted term in which Kpu varies with span length.This dependancy is shown in Figure K9.1 for variouscondition marks Mc.

For convenience, a constant value of condition factor hasbeen chosen for each condition mark for all span lengths.The approximation in doing this is outweighed by theinaccuracies in assessing the bridge condition.

K9.9.4 DECK CONDITION FACTOR

Experience in other countries shows that a properlyconstructed concrete deck can have an actual strengthmany times its design strength (Refs.5 and 6).

Table 9.4 is based on the general condition definitionscontained in Ref.C. The relationship between FKd and theCondition Mark of the deck is also given in Table K9.1.

Secara teoritis, Faktor Kondisi bangunan atasseharusnya tergantung pada panjang bentang, karenavariasi dengan bentang perbandingan pengaruh bebantetap terhadap ketahanan runtuh total (lihat Kp„ dalamLampiran CA). Kondisi batas runtuh ultimate adalahsebagai berikut:

(K9.5)K Sup p + K SU

L L KR R

dengan:

K = Faktor beban runtuh-ultimate yang mewakilisemua kombinasi aksi beban tetap

UP

Sp = Pengaruh total dari aksi beban tetap

K = Faktor beban runtuh-ultimate untuk bebanhidup

UL

SL = Pengaruh dari beban hidup

KR = Faktor reduksi kekuatan

R = Ketahanan runtuh-ultimate nominal daribangunan atas

Dengan Kpu = Sp/R dan penyusunan kembali dalamparameter, diperoleh:

(K9.6)RK

KKs U

L

darimana dapat dilihat bahwa FKS tergantung padaparameter dalam kurung dimana Kpu bervariasi sesuaipanjang bentang. Ketergantungan ini dijelaskan dalamGambar K9.1 untuk berbagai tanda kondisi Mc.

Untuk kemudahan, suatu nilai tetap untuk faktor kondisitelah dipilih untuk setiap tanda kondisi untuk semuapaniang bentang. Perkiraan dalam melakukan initerhapus oleh kurang ketelitian dalam pendekatankondisi jembatan.

K9.9.4 FAKTOR KONDISI LANTAI

Pengalaman negara-negara lain menunjukan bahwalantai beton jembatan yang dilaksanakan secara tepat,dapat mempunyai kekuatan aktual yang jauh diataskekuatan rencana (Pustaka 5 & 6).

Tabel 9.4 adalah berdasarkan ketentuan kondisi umumdalam Pustaka C. Hubungan antara FKd dan tandakondisi lantai juga diberikan dalam Tabel K9.1.

puUP

L

RK

K9 - 17

K9.9.5 FULL SCALE TEST LOADING

K9.9.5.1 General

Full scale test loading of bridges in Canada indicates thatmost bridges possess strength far in excess of that predicted by conventional theory (Ref.4). Nevertheless, atest load in excess of the bridge capacity will causepermanent, weakening damage to a bridge which mightotherwise have been satisfactory.

Test loading is a specialised and risky operation whichrequires personal with proven experience and expertise.The costs of test loading are high, but are usually morethan offset by the savings gained from keeping bridges inservice that would otherwise require replacement.

K9.9.5.2 Static Test Loading

Static test loading normally consists of a proof test whichestablishes a lower bound on the strength of the bridge.It is essential that future traffic loads do not exceed thislimit.

Static testing does not provide any knowledge of theremaining strength or fatigue life of the bridge. For this reason the Load Rating determined by static

Figure K9.1 Variation of Superstructure Condition Factor With Span LengthGambar K9.1 Variasi Faktor Kondisi Bangunan Atas Sesuai Panjang Bentang

K9.9.5 PERCOBAAN PEMBEBANANSKALA PENUH

K9.9.5.1 Umum

Percobaan pembebanan skala penuh padajembatanjembatan di Canada, menunjukan bahwasebagian besar dari jembatan-jembatan mempunyaikekuatan jauh diatas prediksi teori konvensional(Pustaka 4). Bagaimanapun, beban percobaan yangmelebihi kapasitas jembatan akan menyebabkanperlemahan dan kerusakan tetap pada jembatan, yangtanpa ini mungkin utuh dan baik.

Percobaan pembebanan adalah pekerjaan khususdengan risiko, yang memerlukan pegawai-pegawaidengan pengalaman dan keahlian terbukti. Biayapercobaan pembebanan adalah tinggi, tetapi umumnyalebih dari terhapus oleh penghematan yang diperolehdengan mempertahankan jembatan yang seharusnyaperlu penggantian.

K9.9.5.2 Percobaan Pembebanan Statik

Percobaan pembebanan statik umumnya terdiri darisuatu pengujian yang menetapkan suatu batas bawahpada kekuatan jembatan. Adalah penting bahwa bebanlalu lintas dalam waktu akan datang, tidak melebihi batastersebut.

Percobaan statik tidak memberikan keterangan apapunmengenai kekuatan sisa atau umur lelah jembatan.Sebab ini, Penilaian beban yang

K9 - 18

testing is limited to 70 % of the Equivalent Load Factor of the maximum applied loading. However, this rating is not reduced by any condition factor because the condition ofthe bridge is automatically accounted for in the test load.

K9.9.5.3 Dynamic Test Loading

The most meaningful data for a dynamic test on a bridgeare obtained by recording its selected responses over a representative long period of time under the action ofnormal, uncontrolled traffic (Ref. 4). An alternativeprocedure is to suddenly release a load attached to thebridge. The response of the bridge in the longitudinaldirection can be determined by braking a heavy vehicleon the bridge.

To date, most dynamic testing of bridges has beendirected toward determining a relationship between thebridge response and the dynamic characteristics ofheavy vehicles. There has been little research into usingthe measured response of the bridge as a diagnostictool. However, fief.8 suggests that the condition of abridge superstructure can be differentiated between "fair"and "poor" based on the criteria in Table K9.2.

where: f1 = measured flexural frequency of superstructureunder maximum traffic loads;

f2 = measured flexural frequency of superstructureunder minimum traffic loads.

K9.9.5.4 Test Loading of Decks

Decks are easier to test load than superstructuresbecause the magnitude of the required loading is muchless. The preferred method is to use a single axle trailerwith moveable concrete weights. The trailer can betowed or winched across the deck, and the loading canbe progressively increased until a limiting deflection isreached.

ditentukan dengan percobaan statik adalah terbatassampai 70% Faktor Beban Ekuivalen dari pembebananmaksimum yang digunakan. Bagaimanapun penilaian ini tidak direduksi oleh faktor kondisi manapun, karenakondisi jembatan secara otomatik tercakup dalam bebanpercobaan.

K9.9.5.3 Percobaan Pembebanan Dinamik

Data yang paling berarti untuk percobaan dinamik padajembatan, diperoleh dengan merekam respon terpilihpada suatu jangka waktu panjang akibat aksi lalu lintasbiasa dan berat (Pustaka 4). Suatu prosedur alternatipadalah dengan pemberian beban seketika padajembatan. Respon jembatan dalam arah longitudinaldapat ditentukan dengan mengerem kendaraan beratdiatas jembatan.

Sampai sekarang, sebagian besar percobaan dinamikjembatan diarahkan untuk menentukan suatu hubunganantara respon jembatan dan karakteristik dinamikkendaraan berat. Sedikit penelitian diadakan dalampenggunaan respon terukur dari jembatan sebagai tolakukur kondisi. Bagaimanapun, dalam Pustaka 8 terdapatsaran bahwa kondisi bangunan atas jembatan dapatdibedakan antara "cukup" dan "kurang" berdasarkankriteria dalam Tabel K9.2.

Table K9.2 Suggested Criteria for Dynamic Testing of Bridge SuperstructuresTabel K9.2 Saran Kriteria untuk Percobaan Dinamik pada Bangunan Atas Jembatan

ConditionKondisi

Frequency DifferenceBeda Frekwensl

If1 - f2l

Probable Max. frequencyFrekwensi Maksimum Munkin

Fair Cukup (FKS = 1) 1 Hz 125/S

Poor Kurang (FKS 0.7) > 1 Hz < 125/S

dengan: f1 = frekwensi lentur terukur pada bangunan atasakibat beban lalu lintas maksimum;

f2 = frekwensi lentur terukur pads bangunan atasakibat beban lau lintas minimum.

K9.9.5.4 Percobaan Pembebanan Lantai

Lantai lebih mudah diuji terhadap beban percobaandibanding bangunan atas, karena besarnya pembebananyang diperlukan adalah lebih sedikit. Cara yangdianjurkan adalah penggunaan trailer gandar tunggaldengan beban blok beton yang dapat dipindahkan.Trailer tersebut dapat diikat atau ditarik melalui lantai,dan pembebanan dapat ditingkatkan bertahap sampaiimencapai suatu batas lendutan.

K9 - 19

If a deck fails during a test, the result is usually notcatastrophic and the damage can be repaired. In such acase it can be said that the deck was deficient andshould be replaced anyway.

K9.10 RESTRICTIONS POSTED ON BRIDGES

The posting of load restrictions is a policy matter to bedetermined jointly by several government departmentsand the police. This Article provides guidelines only,based on safety factors for normal traffic loads.

K9.10.1 GENERAL

Normal Traffic Loads should preferrably be the StandardLoads. If a lower level of loading is considered desireableon a lightly-trafficked route, a comprehensive traffic survey should be carried out to confidently define the upper limits of the traffic load profile. Sufficient allowancemust be made for illegal overloading, typically about 10 t (Ref.9).

Care should be exercised in carrying out statisticalanalysis of traffic weight data. In particular, the frequencydistributions of gross vehicle weights and axle weights donot usually correspond to any of the common statisticalfunctions (Ref.10).

K9.10.2 METHOD OF POSTING

More than one level of posting should be consideredbecause a single posting load cannot effectivelyrepresent the variability of traffic configurations, and isparticularly restrictive for long vehicles on shortspanbridges (Ref.B).

In this Article, posting loads are assumed to haveconfigurations defined by the following values ofEquivalent Base Length LE:

a. Spans 7 m - single axle configuration:

LE = 0 m;

b. Spans 27 m - multi-axle configuration:

LE = 17.5 m;

c. Spans 7 to 27 m - multi-axle configuration:

LE varies linearly with span from 0 m to 17.5 m.

These Equivalent Base Lengths correspond to actual

Bila suatu lantai runtuh selama percobaan, hasil tersebutumumnya tidak mengejutkan dan kerusakan dapatdiperbaiki. Dalam hal tersebut, dapat diambil kesimpulanbahwa lantai kurang kuat dan harus segera diganti.

K9.10 TANDA PEMBATASAN BEBAN JEMBATAN

Penempatan tanda pembatasan beban adalahwewenang yang ditentukan secara bersama olehbeberapa departemen pemerintah dan pihak polisi.Artikel ini hanya memberi petunjuk, berdasarkan Faktorkeamanan untuk Beban Lalu Lintas Biasa.

K9.10.1 UMUM

Beban Lalu Lintas Biasa sebaiknya adalah BebanStandar. Bila suatu tingkat pembebanan lebih rendahdipertimbangkan sesuai untuk jaringan lalu lintas ringan,maka harus dilaksanakan survai lalu lintas lengkap untuktegas menentukan batas-batas atas dari bentuk beban lalu lintas. Harus diadakan fraksi tambahan untukmengizinkan beban lebih tidak legal, sekitar 10t tipikal(Pustaka 9).

Analisa statistik dari data berat lalu lintas harusdilaksanakan dengan sangat berhati-hati. Khususnya,pembagian frekwensi dari berat bruto kendaraan danberat gandar umumnya tidak sesuai dengan fungsistatistik biasa manapun (Pustaka 10).

K9.10.2 CARA PEMBERIAN TANDA

Lebih dari satu tingkat pembatasan harusdipertimbangkan karena tanda tunggal untukpembatasan beban tidak efektip mewakili variabilitaskonfigurasi lalu lintas, dan adalah pembatasan khususuntuk kendaraan panjang pada bentang jembatanpendek (Pustaka B).

Dalam Artikel ini, pembatasan beban dianggapmempunyai konfigurasi yang ditentukan oleh nilainilaiPanjang Dasar Ekuivalen LE berikut:

a. Bentang 7 m- Konfigurasi gandar tunggal:

LE = 0m

b. Bentang 27 m - Konfigurasi gandar majemuk:

LE = 17.5 m

c. Bentang 7 m - 27 m - Konfigurasi gandar majemuk:

LE bervariasi linier dengan bentang dari 0 m sampai 17.5 m

Panjang-panjang Dasar Ekuivalen tersebut sesuai

K9 - 20

vehicles which are likely to have the greatest effects forthe respective span lengths. Values of LE between 0 m and 1 m cannot occur in practice but a uniform functionhas been adopted for convenience.

K9.10.3 CALCULATION OF LOADRESTRICTIONS

For a deficient bridge, the Safety Factor for Normal Traffic Loads FN is less than 1.0, as given below:

where:

Q* = bridge Load Rating;

FLN = Equivalent Load Factor of the Normal TrafficLoad

= 100 % if the Standard Loads have been used.

In principle, the posted load should give a Safety Factorof 1.0 for the bridge:

where:

1.4 = allowance for 30 % impact, associated with asingle vehicle load, and 10 % to allow forinaccuracies in vehicle weight;

FLP = the Equivalent Load Factor of the postingload, given by:

where:

WP = total weight of the posting load;

LE = Equivalent base Length of the posting load.

WN = Equivalent Normal Load from clause 9.7.2

Combining equations (K9.7), (K9.8) and (K9.9) andrearranging gives the following:

dengan kendaraan-kendaraan aktual yang umumnyadiharapkan mempunyai pengaruh terbesar untukmasing-masing panjang bentang. Nilai LE antara 0 m dan 1 m tidak dapat terjadi dalam praktek, tetapi suatu fungsi merata telah diambil untuk kemudahan.

K9.10.3 PERHITUNGAN PEMBATASANBEBAN

Untuk jembatan rusak, faktor keamanan untuk beban lalulintas biasa FN adalah kurang dari 1.0, seperti berikut:

(K9.7)

dengan:

Q* = Penilaian Beban Jembatan

FIN = Faktor Beban Ekuivalen dari Beban LaluLintas Biasa

= 100% bila telah digunakan Beban Standar

Pada dasarnya, pembatasan beban harus memberisuatu faktor keamanan sebesar 1 untuk jembatan:

(K9.8)

dengan:

1.4 = Fraksi lebih untuk kejut 30%, sehubunganbeban kendaraan tunggal, dan 10% untukmengizinkan kurang ketelitian dalam beratkendaraan.

FLP = Faktor Beban Ekuivalen untuk pembatasanbeban, seperti berikut:

(K9.9)

dengan:

WP = Berat total dari pembatasan beban

LE = Panjang Dasar Ekuivalen dari pembatasanbeban

WN = Beban Biasa Ekuivalen dari Sub-artikel 9.7.2.

Dengan kombinasi rumus (K9.7), (K9.8) dan (K9.9) danpenyusunan kembali, diperoleh sebagai berikut:

0.1*

LN

SN F

QF

0.14.1

*

LPFQ

%21

100N

EP

LP WS

LW

F

K9 - 21

where:

KP = the posting load coefficient plotted in Figure9.7.

K9.10.4 SPEED RESTRICTIONS


(K9.10)

dengan:

KP = koefisien pembatasan beban dalam Gambar9.7

K9.10.4 PEMBATASAN KECEPATAN


1001002

14.1

LNNP

LN

E

NS

p

FWK

FWN

SL

FW

K9 - 22

REFERENCESPUSTAKA

GENERAL SOURCE DOCUMENTSDOKUMEN SUMBER UMUM

A. A.Directorate General of Highways (Bina Marga), R.I. Ministry of Public Works: "Loading Specification for HighwayBridges No 12/1970, Rev Jan. 1988. "Jakarta, 1988.

B. Ministry of Transport and Communications, Ontario: "Ontario Highway Bridge Design Code and Commentary -1983. " Ontario, 1983.

C. Directorate General of Highways (Bina Marga), R.I. Ministry of Public Works: “Bridge Management System -Bridge Inspection Manual.” R eport prepared by SMEC-Kinhill, Jakarta 1991.

D. American Association of State Highway and Transportation Officials: "Manual for Maintenance Inspection ofBridges. " Washington D.C. 1983.

SELECTED REFERENCESPUSTAKA TERPILIH

1. Directorate General of Land Transport and Inland Waterways, R.I. Ministry of Communications, Halcrow Foxand Associates: "Vehicle Weights and Dimensions - Proposals and Draft Legislation for New Limits. " Jakarta,October 1990.

2. Agarwal, A.C. ”Permit Vehicle Control in Ontario.” Proc. Canadian Society for Civil Engineering Conference,Montreal, Quebec, May 1987.

3. American Association of State Highway and Transportation Officials: "Manual for maintenance Inspection ofBridges 1983. " Washington,D.C. 1984.

4. Ministry of Transport and Communications, Ontario: "Bridge Testing." Bakht, B. and Csagoly, PF., Research and development Branch. Ontario, August 1979.

5. Csagoly, P, Holowka, M. and Dorton, R.: "The true behaviour of Thin Concrete Bridge Slabs.' TransportationResearch Record 664, Transportation research Board, Washington D.C. 1978.

6. Beal, D.B.: "Load Capacity of Concrete Bridge descks. "Journal of the Structural Division, ASCE, Vol 108 NoST4, April 1982.

7. DANBRO Bridge Management System: "Load Capacity Rating of Highway Bridges. " information paperprepared by COWIconsult in association with the Danish Road Directorate and the Danish State Railways,Copenhagen, Denmark 1990.

8. Tristanto, L.: "Suggested Criteria for Dynamic Load Testing" private communication to B.Bourne, Bandung1990.

9. Agarwal, A.C. and Csagoly, RE: "Evaluation and Posting of Bridges in Ontario. "Transportation ResearchRecord 664, Transportation Research Board, Washington D.C. 1978.

10. Brameld, G.H.: "Probability Models for Highway Bridge Live Loads. " Australian Road Research Board InternalReport AIR 1114-1, July 1982.

K9 - 23

APPENDIX KA

KA.1 OVERDESIGN COEFFICIENT - Ref.ARTICLE 9.5.4

The overdesign coefficient accounts for the differencebetween the Working Stress design method of Ref. A and the Ultimate Limit State design method used for theload rating. This coefficient i s calculated as follows:

If:

MP = the bending moment due to all permanentactions (dead Load);

Rw = the nominal resistance (strength) of the bridgeassuming linear stress distribution (workingstress method);

Ru = the nominal resistance of the bridge assumingnon-linear stress distribution (ultimate limit statemethod);

then the design condition for Working Stress Design is given by:

where:

RWF = the strength reduction factor for obtaining the

Allowable Working Stress;

The similar design condition for Ultimate Strength Designmay be rearranged to give the following relationship for the Ultimate Load Factor of the Working Stress live load:

where:

UTK = the available ultimate load factor for the Bina

Marga loading;

KR = Strength Reduction factor for the Ultimate LimitState;

1.25 = a representative value for the ultimate loadfactor for dead loads.

The overdesign coefficient KD is calculated by comparingthe calculated value of (obtained by rearrangingEquations (KA.1) and (KA.2)) with the target value of 2.0.This gives the following equation:

RWK

LAMPIRAN KA

KA.1 KOEFISIEN RENCANA LEBIH AMANWHAT ARTIKEL 9.5.4)

Koefisien rencana lebih aman memperhitungkanperbedaan antara cara rencana tegangan kerja dalamPustaka A dan cara rencana keadaan batasruntuhultimate yang digunakan dalam penilaian beban.Koefisien tersebut dihitung sebagai berikut:

Bila:

MP = Momen lentur akibat semua aksi tetap (bebanmati)

Rw = Ketahanan (kekuatan) nominal jembatandengan menganggap pembagian teganganlinier (cara tegangan kerja)

Ru = Ketahanan nominal jembatan denganmenganggap pembagian tegangan tidak linier(cara keadaan batas runtuhultimate)

maka keadaan rencana untuk rencana tegangan kerjaadalah sebagai berikut:

(KA.1)wR

WBMp RFMM

dengan:

RWF = Faktor reduksi kekuatan untuk memperoleh

tegangan kerja yang diijinkan.

Keadaan rencana serupa untuk rencana kekuatanultimate dapat disusun untuk memberikan hubunganberikut untuk faktor beban runtuh-ultimate dari bebanhidup tegangan kerja:

(KA.2)puRB

MUT MRKMK 25.1

dengan:

UTK = faktor beban runtuh-ultimate yang tersedia

untuk pembebanan Bina Marga

KR = faktor reduksi kekuatan untuk keadaan batasruntuh-ultimate

1.25 = nilai yang mewakili faktor beban runtuhultimateuntuk beban-beban mati

Koefisien rencana lebih aman KD dihitung denganmembandingkan nilai terhitung (diperoleh denganmenyusun kembali Rumus (KA.1) dan (KA.2)) dengannilai target sebesar 2.0. Dengan demikian diperolehrumus berikut:

RWK

K9 - 24

If it is assumed that:

RU/RW = 1.1 approximately (this ratio may varybetween 1.0 for steel and 1.3 for reinforced concrete);

KR = 0.8 approximately (0.75 for concrete and 0.9 for steel, in bending);

UWK = 0.5 (0.4 for concrete and 0.55 for steel,

in bending);

then Equation (KA.3) reduces to the followingapproximation:

where:

Kpu = the ratio of the permanent load effects tothe nominal ultimate resistance of thebridge;

= MP/RU

The maximum possible value for Kp using WorkingStress Design is /1.1 (0.45), obtained from Equation(KA.1) by setting M

RWK

BM to zero. The minimum value isestimated to be approximately /3.3 (0.15), obtainedfrom Equation (KA.1) by

RWK

setting MBM to 2.0 MP.

The following equation is considered suitable for relatingKpu to S, and is based on setting KPU = 0.5 at S = 100 m:

(KA.3)

Bila dianggap bahwa:

RU/RW = 1.1 kurang lebih (perbandingan inidapat bervariasi antara 1.0 untuk bajadan 1.3 untuk beton bertulang)

KR = 0.8 kurang lebih (0.75 untuk beton dan0.9 untuk baja, dalam lentur)

UWK = 0.5 (0.4 untuk beton dan 0.55 untuk

baja, dalam lentur)

maka Rumus (KA.3) disederhanakan menjadi perkiraanberikut:

(KA.4)

dengan:

KPu = perbandingan pengaruh beban tetapterhadap ketahanan runtuh-ultimatenominal jembatan

= MP/RU

Nilai maksimum yang mungkin untuk Kp denganmenggunakan Rencana Tegangan Kerja, adalah

//1.1 (0.45), yang diperoleh dari rumus (KA.1) dengan menetapkan M

RWK

BM pada nol. Nilai minimumdiperkirakan kurang lebih /3.3 (0.15), yang diperolehdari rumus (KA.1) dengan menetapkan

RWK

MBM pada 2.0 MP.

Rumus berikut dipertimbangkan sesuai untuk hubunganKpu terhadap S, dan adalah berdasarkan penetapan KPU= 0.5 pada S = 100 m:

(KA.5)

K9 - 25

APPENDIX KB

EXAMPLES OF SAFETY FACTORCALCULATION

KB.1 DESCRIPTION

It is proposed to check the safety factors of four bridgeson a route. The bridge dimensions and design loadingsare given in the following table:

All the bridges have been recently inspected and the respective condition factors are as follows:

LAMPIRAN KB

CONTOH PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN

KB.1 DESKRIPSI

Disarankan untuk mengecek faktor keamanan untukempat jembatan pada suatu jaringan. Dimensi jembatandan rencana pembebanan diberikan dalam Tabel berikut:

BridgeNumber Bridge Type Design Loading Span

LengthDeckSpan Roadway

Width

1 'C' Class Steel Truss 70 % BM 1970 40.0 m 5.0 m 4.5 m

2 'B' Class Prestressed I Girder AASHTO HS20 20.0 m + 1.8 m

6.0 m

3 Reinforced ConcreteSlab 100 % BM 1970 6.0 m N.A. 6.5 m

4 Steel I Girder, Concrete Deck Not known 18.0 m + 1.4 m 6.0 m

Notes: (1) The deck span is the distance between the stringers or cross beams that support to the the reinforced concrete deck(2) A + in the deck span column indicates that the span is perpendicular direction of traffic. .

NomorJembatan Tipe Jembatan Rencana

PembebananPanjangBentang

BentangLantai'

Lobar Jalan Kendaraan

1 Rangka baja kelas 'C,

BM 70% 1970 40.0 m 5.0 m 4.5 m

2 Gelagar I Pratekan kelas 'B'

AASHTOHS20 20.0 m + 1.8 m 6.0 m

3 Pelat BetonBertulang

BM 100% 1970 6.0 m tidak ada 6.5 m

4 Gelagar I baja, lantai beton

tidakdiketahui 18.0 m + 1.4 m 6.0 m

Keterangan: (1) Bentang lantaio adalah jarak antara gelagar atau balok melintang yang memikul lantai beton bertulang (2) Suatu lantai dalam lajur bentang lantai menunjukan bahwa bentang adalah tegak lurus terhadap arah lalu lintas

Semua jembatan tersebut baru diperiksa danmasingmasing faktor kondisi adalah sebagai berikut:

K9 - 26

The route is lightly trafficked. A traffic survey hasestablished that the largest truck type in the district is atwo-axle rigid vehicle with a maximum axle spacing of4.5 m. It is calculated that the maximum possible load onthis truck configuration results in a total axle weights of 8.5 t (83 kN) on the front axle and 16 t (157 kN) on therear axle. Any larger loading will damage the vehiclesuspension and is most unlikely to occur. This load configuration is adopted as the Normal traffic Loading for the route.

However, a contractor is carrying out road constructionat the end of the road and wishes to transport abulldozer on a transporter across the bridges. The grossaxle weights and spacings of the transporter are:

B.2 LOAD RATING OF BRIDGES

KB.2.1 GENERAL

It is assumed that the load rating of the substructure isthe same as the superstructure for all bridges (RefArticle 9.4.1).

KB.2.2 BRIDGE No 1

KB.2.2.1 Superstructure Load Rating

From Figure 9.2, the Nominal Load Rating for a 40 mlong bridge with a 4.5 m roadway width is 103 %.Since this bridge has been designed for only 70

Bridge Number Nomor Jembatan

Superstructure FKSBangunan Atas FKS

Deck FKDLantal FKD

1 0.9 0.7

2 1.0 1.0

3 0.9 same as superstructure sama seperti bangunan atas

4 0.7 1.0

Jaringan jalan adalah dengan lalu lintas ringan. Survailalu lintas telah menetapkan bahwa jenis truk terbesardalam daerah tersebut adalah kendaraan dua gandarkaku dengan jarak gandar maksimum 4.5 m. Telahdiperhitungkan bahwa beban maksimum mungkin padakonfigurasi truk tersebut menghasilkan berat gandartotal sebesar 8.5t (83 kN) pada gandar depan dan 16t(157 kN) pada gandar belakang. Setiap pembebananlebih besar akan merusak suspensi kendaraan dandiharapkan tidak akan terjadi. Konfigurasi bebantersebut diambil sebagai Pembebanan Lalu LintasBiasa untuk jaringan jalan ini.

Bagaimanapun, seorang kontraktor sedangmelaksanakan konstruksi jalan pada ujung jaringanjalan dan ingin mengangkut suatu bulldozer pada kendaraan pengangkut melintasi jembatan-jembatantersebut. Berat gandar bruto dan jarak kendaraanpengangkut adalah:

Axle No Gandar No

WeightBerat

SpacingJarak

12345

Total Weight; Berat Total =

6.5t(64kN)13.0t(127kN)13.0t(127kN)11.5t(113kN)11.5t(113kN)

55.5 t (544 kN)

4.0m1.2m5.8m1.2m

KB.2 PENILAIAN BEBAN JEMBATAN

KB.2.1 UMUM

Dianggap bahwa penilaian beban bangunan bawahadalah sama seperti bangunan atas untuk semuajembatan (lihat artikel 9.4.1)

KB.2.2 JEMBATAN NO. 1

KB.2.2.1 Penilaian Beban Bangunan Atas

Dari Gambar 9.2, diperoleh Penilaian Beban Nominaluntuk panjang jembatan 40 m dengan lebar jalankendaraan 4.5 m adalah 103%. Mengingat

K9 - 27

% of the Bina Marga 1970 loading, the load rating must be reduced accordingly (Ref clause 9.5.3). The NominalLoad Rating of the superstructure is:

and the final Load Rating (Ref. Article 9.5.3) is:

KB.2.2.2 Deck Load Rating

Clause 9.6.2 states that decks of bridges designed toBina Marga Loading 1970 shall have a Nominal LoadRating of 80 %. The final Load Rating for the deck isthen:

KB.2.3 BRIDGE No 2


Before this bridge can be rated, it is necessary todetermine the Equivalent Load Factor of the AASHTOHS20 design truck.

The HS20 truck has the following configuration:

In addition an impact factor of 26 % must be added to these weights.

The bridge span is 20 m so it is obvious that the worsteffect will be produced by the whole truck on the bridge and not any other sub-group of axles. The total weight ofthe axles, including impact, is:

The centre of gravity of the axle loads, measured from the first axle, is:

so that the axle nearest the centre of gravity of the groupis axle 2. The Equivalent Base Length (Ref Equation 9.5)is:

jembatan ini direncana untuk hanya 70% PembebananBina Marga 1970, penilaian beban harus direduksi (lihatSub artikel 9.5.3). Penilaian Beban Nominal daribangunan atas adalah:

%721037.0 xQS

dan Penilaian Beban Akhir (lihat artikel 9.5.3) adalah:

%64729.0* xQFQ SKSS

KB.2.2.2 Penilaian Beban Lantai

Sub-artikel 9.6.2 menyatakan bahwa lantai jembatandengan rencana sesuai Pembebanan Bina Marga 1970harus mempunyai Penilaian Beban Nominal sebesar 80%. Penilaian Beban Akhir untuk lantai adalah kemudian:

%56807.0* xQD



Sebelum jembatan dapat dinilai, perlu ditentukan FaktorBeban Ekuivalen dari Rencana Truk AASHTO HS20.

Truk HS-20 mempunyai konfigurasi berikut:

Axle No Gandar No

WeightBerat

SpacingJarak

123

35.6 kN142.4 kN 142.4 kN

-4.27 m 4.27 m

Dengan tambahan suatu faktor kejut sebesar 26 %diatas berat-berat tersebut.

Bentang jembatan 20 m, sehingga jelas bahwapengaruh terburuk akan dihasilkan oleh seluruh trukpada jembatan dan tidak sebagian susunan gandar.Berat total gandar-gandar, termasuk kejut, adalah:

kNWG 403

Titik berat beban-beban gandar, diukur dari gandaipertama, adalah:

mxxx

X o 69.5403

54.817927.4179

Sehingga gandar terdekat pada titik berat susunanadalah gandar 2. Panjang Dasar Ekuivalen (lihat Rumus9.5) adalah:

K9 - 28

From Article 9.7.2, the Equivalent Normal Load (Figure9.5a) for a 20 m span is 312.3 kN. The Equivalent LoadFactor for Normal Traffic Loads (Equation 9.7a) is:

This gives the following value for the final Load Rating ofthe superstructure (see Article 9.5.4):


The Deck Load Rating should be determined by a detailed analysis. However, in this case it can bedetermined simply by comparing design loads.

It is assumed that the critical design loading is a singlewheel load placed to give the worst effect. Because ofthe similarity of the AASHTO HS20 truck and the "T"Loading, it is sufficient to compare the respective valuesof the wheel loads. The wheel load of the HS20 truck is89.5 kN, including impact, and the wheel load of the "T"Truck loading is 130 kN, including Dynamic LoadAllowance. The Nominal Load Rating is:

and the final Load Rating is:

KB.2.4 BRIDGE No 3


From Figure 9.2, the Nominal Load Rating for a 6.0 m long bridge with a 6.5 m wide roadway is 92 %(interpolating between 6.0 m and 7.0 m widths). The final Load Rating is:

mx

xxLE 2.927.469.5

38354132

40327.43917927.4454 2

Dari artikel 9.7.2, Beban Biasa Ekuivalen (Gambar 9.5a)untuk bentang 20 m adalah 312.3 kN. Faktor BebanEkuivalen untuk Beban Lalu Lintas Biasa (Rumus 9.7a)adalah:

%993.312

0.2022.91403

100 xFLN

Dengan demikian diperoleh nilai berikut untuk penilaianbeban akhir dari bangunan atas (lihat Artikel 9.5.4):


Penilaian Beban Lantai harus ditentukan dengan analisaterperinci. Bagaimanapun, dalam hal ini dapat ditentukandengan sederhana melalui perbandingan beban-bebanrencana.

Dianggap bahwa rencana pembebanan kritikal adalahsuatu beban roda tunggal agar memberikan pengaruhterburuk. Mengingat kesamaan antara Truk AASHTOHS20 dan Pembebanan Truk "T", maka cukup diadakanperbandingan antara masingmasing nilai beban roda.Beban roda dari truk HS20 adalah 89.5 kN, termasuk kejut, dan beban roda dari Pembebanan Truk "T" adalah130 kN, termasuk Fraksi Beban Dinamik. PenilaianBeban Nominal adalah:

%763.

dan Penilaian Beban akhir adalah:



Dari Gambar 9.2, Penilaian Beban Nominal untukpanjang jembatan 6.0 m dengan lebar jalan kendaraan6.5 m, adalah 92% (interpolasi antara lebar 6.0 m dan7.0 m). Penilaian Beban Akhir adalah:

1990.1

3.1* x

FFQ LN

SS

%70700.1* xQFQ DKDD

%83929.0* xQFQ SKSS

K9 - 29


The deck of this bridge is also the superstructure.Therefore the deck does not have a separate rating.

KB.2.5 BRIDGE No 4


The design loading of this bridge is unknown so it is necessary to analyze the bridge to determine its loadrating.

Inspection and measurement of the bridge gives thefollowing details:

deck thickness = 0.20 m kerb width = 0.30 mkerb height = 0.25 m no. of girders = 5girder spacing = 1.40 m

“ top flange = 0.35 x 0.024 m“ bottom flange = 0.35 x 0.024 m“ web = 0.012 x 1.00 m

There is no evidence of positive shear connectionbetween the deck and the girders so it must be assumedthat the deck is not composite. This assumption issupported by the equal top and bottom flanges of thegirders.

Structural calculations give the following design details:

Girder self weight = 2.23 kNfn (Ref. Table 2.2, Section 2)

Superimposed dead load on girders:inside girders = 6.72 kNfnoutside girders = 7.56 kNfn

Section properties of girders (all girdersidentical):Area = 0.029 m2section modulus = 0.0103 m3

The yield stress of the steel in the girders is assumed to be 230 MPa based on the age of the bridge (Ref. clause9.8.2.3).

The ultimate bending capacity of the girders, based onfirst yield, is:

The design resistance is :


Lantai jembatan adalah juga bangunan atas. Dengandemikian lantai tidak mempunyai penilaian terpisah.



Rencana pembebanan jembatan ini tidak diketahui,sehingga diperlukan analisa jembatan untuk menentukanpenilaian bebannya.

Pemeriksaan dan pengukuran jembatan memberikanperincian detail berikut:

tebal Iantai = 0.20 m lebar kerb = 0.30 m tinggi kerb = 0.25 m jumlah gelagar = 5jarak gelagar = 1.40 m flens atas gelagar = 0.35 x 0.024 m flens bawah gelagar = 0.35 x 0.024 m badan gelagar = 0.012 x 1.00 m

Tidak ada bukti mengenai hubungan geser positip antaralantai dan gelagar-gelagar, sehingga harus dianggapbahwa Iantai tidak komposit. Anggapan tersebutdidukung oleh flens atas dan bawah yang sama padagelagar-gelagar.

Perhitungan struktural memberikan perincian rencanayang berikut:

Berat sendiri gelagar = 2.23 kN/m(lihat Tabel 2.2, Bagian 2)

Beban mati tambahan pada gelagar-gelagar:gelagar dalam = 6.72 kN/m gelagar luar = 7.56 kN/m

Besaran penampang gelagar (semua gelagaridentik):luas = 0.029 m2modulus penampang = 0.013 m3

Tegangan leleh baja dalam gelagar-gelagar dianggap230 MPa berdasarkan umur jembatan (lihat pasal9.8.2.3).

Kapasitas lentur runtuh-ultimate gelagar,berdasarkan titik leleh pertama, adalah:

kNmxxRB 10000103.0230kNm2370

Rencana ketahanan lentur adalah :

7;7sec9.0* daribagianKtionfromKxRR RS

RSBb

kNm2130

K9 - 30

The design dead load bending moments are:

The total ultimate design bending moment for the "D"Loading on a 18 m long span 6.5 m wide is:

36100.2* xSS

A simple analysis based on the AASHTO distributionfactors for traffic loads gives the following ultimate designbending moment for a single girder:

722021.0* xSS

The Nominal Load Rating (Ref. Equation 9.4) is then:

and the final Load Rating is:


No design details of the concrete deck are available, butit is in good condition. As a lower-bound approximation, itcan be safely assumed that the deck has a Safety factor of 1.0 for the existing traffic. This means that the deckhas a final load rating at least as great as the EquivalentLoad Factor of the Normal traffic loads. Referring to Article CB9.3.1 below, the Load Rating of the deck is:

KB.3 EQUIVALENT LOAD FACTORS

KB.3.1 NORMAL TRAFFIC LOAD

The total weight and Equivalent Base Length of the Normal Traffic Load are:

The Equivalent Load Factor (Ref. Equation 9.7a) for each bridge is given in the following table:

Rencana Momen lentur beban mati adalah:

outside girders - gelagar luar: S = (1.1 x 2.23 + 1.3 x 7.56) x 18*P

2/ 8 = 500 kNm

inside girders - gelagar dalam: S = (1.1 x 2.23 + 1.3 x 6.72) x 18*P

2/ 8 = 450 kNm

Rencana Momen lentur runtuh-ultimate total untukPembebanan "D" pada panjang bentang 18 m dan lebarjalan kendaraan 6.5 m, adalah:

= 7220 kNm

Analisa sederhana berdasarkan faktor distribusiAASHTO untuk beban lalu lintas, memberikan rencana momen lentur runtuh-ultimate berikut untuk gelagartunggal:

= 1520 kNm

Penilaian Beban Nominal (lihat Rumus 9.4) adalahkemudian :

%1071520

5002130100100 *

**

S

Ps S

SRQ

dan penilaian Beban akhir adalah:

%751077.0* xQKQ SksS


Tidak terdapat detail rencana lantai beton jembatan,tetapi lantai berada dalam kondisi baik. Sebagaiperkiraan batas bawah, dapat dianggap secara amanbahwa lantai mempunyai faktor keamanan 1.0 untuk lalulintas yang ada. Ini berarti bahwa lantai mempunyaipenilaian beban akhir paling sedikit sama besar sepertiFaktor Beban Ekuivalen dari Beban Lalu Lintas Biasa.Menunjuk pada artikel CB9.3.1 dibawah, PenilaianBeban lantai adalah:

KB.3 FAKTOR BEBAN EKUIVALEN

KB.3.1 BEBAN LALU LINTAS BIASA

Berat total dan Panjang Dasar Ekuivalen dari Beban LaluLintas Biasa adalah:

Faktor Beban Ekuivalen (lihat Rumus 9.7a) untuk setiapjembatan diberikan dalam tabel berikut:

67%*LND FQ

WG = 24.5 t = 240 kN LE = 5.7 m (Ref. Article CB9.2.3.1 for example calculation)

(lihat artikel CB9.2.3.1 untuk contoh perhitungan)

K9 - 31

Notes: (1) for spans Iess than about 10 m the single axiscomponent of the load governs andWG - 157 kN; L5 - 0; WN = 180 kN.

(2) in this case the Equivalent Normal Load for the singlewheel load - 0.5 x the value for a single axle.

KB.3.2 EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD

For this loading it is necessary to calculate theEquivalent Load Factor for three axle groups. Each axlegroup is applicable to a range of spans, as shown:

The Equivalent Load Factor for the Exceptional Load for each bridge is:

Bridge No Jembatan No

SpanBentang

S

Roadway WidthLeber ManKendaraan

b

Equivalent Normal load Beban Mesa Ekuivalen

WN

Equivalent LoadFactor

Factor BebanEkuivalen

FLN

40 m 4.5 m 629 kN 35 % 1: Sup. B. Atas Deck Lantai 5.0 m 4.5 m 180 kN 87 % (1)

20 m 6.0 m 312 kN 66%2: Sup. 8. Atas Deck Lantai 1.8 m N.A. 90 kN 87 % (2)

6 m 6.5 m 180 kN 87 % (1) 3: Sup. B. Atas Deck Lantai

N.A. N.A. - -

18 m 6.0 m 302 kN 67%4: Sup. B. Atas

Deck Lantai 1.4 m N.A. - 67 %

Catatan: 1) Untuk bentang lebih kecil den kurang kbih 10 m,komponen gander tunggal dari beban adalahmenentukan dan WG - 157 kN; L5 - 0; WN = 180 kN.

(2) Dalam hal ini Beban Biasa Ekuivalen untuk bebanrods tunggal - 0.5 x nilai gander tunggal

KB.3.2 BEBAN LALU LINTAS LUARBIASA

Untuk pembebanan ini, perlu dihitung Faktor BebanEkuivalen untuk tiga susunan gander. Setiap susunangandar dapat diterapkan pada batasan bentang, sepertiberikut:

AxlesGandar WG LE

Span RangeBatasan Bentang

2,31,2,3

1.2,3,4.5

255 M320 kN544 M

2.1 m 5.1 m

13.8 m

8 m 8 m to 14m

> 14 m

Faktor Beban Ekuivalen untuk Beban Luar Biasa padasetiap jembatan adalah:

K9 - 32

Notes: (1) in this case the value for a single wheel load may be taken as half the value for a single axle in one trafficlane.

(2) the weight of one wheel on the heaviest axle is 63.7kN.

(3) in this case the Equivalent load factor for ExceptionalLoads can be taken as 1. 18 x FLN (Ref. ArticleK9.7.2.

KB.4 SAFETY FACTORS

The Safety Factors for each bridge calculated from theLoad Ratings and Equivalent Load Factors (Ref. Equations 9.1 and 9.2) as follows:

Notes: (1) All numerical values are rounded to two significantfigures - the uncertainties and approximationsinherent in load rating cannot support any greateraccuracy.

Bridge No. Jembatan No

SpanBentang

S

Number of Lanes

Jumlah Jalur

Equiv. Exceptional LoadBeban Luar Biasa

Ekuivalen WE

Equivalent Load FactorFactor Beban Ekuivalen

FLE

40 m 1 743 kN 61 % 1: Sup. B. Atas Deck Lantai 5.0m 1 315kN 64%

20 m 2 740 Kn 48%2: Sup. B.Atas Deck Lantai 1.8 m N.A. 105 ( 1 ) 61 % ( 2 )

6 m 2 430 kN 49%3: Sup. B. Atas Deck Lantai N.A. - - -

18 m 2 714 kN 47 % 4: Sup. B. Atas Deck Lantai 1.4m - - 79% ( 3 )

Keterangan: (1) Dalam hal ini nilai untuk beban roda tunggal dapatdiambil sebagai satengah nilai untuk bebangandar tunggal dalam satu jalur lalu lintas

(2) Berat satu roda poda gandar torberat adalah 63.7kN

(3) Dalam hal ini Faktor Beban Ekuivalen untukBeban-beban Luar Biasa dapat diambil sebagai1.18 x FLN (lihat Artikel K9.7.2)

KB.4 FAKTOR-FAKTOR KEAMANAN

Faktor-faktor ikeamanan untuk setiap jembatan dihitungdari Penilaian-penilaian Beban dan Faktorfaktor BebanEkuivalen (lihat Rumus 9.1 dan 9.2) seperti berikut:

BridgeJembatan

No.No Q * / QS

*D FLN FLE F S

N F SE

Sup. B. Atas 64% 35 % 61 % 1.8 1.01

Deck Lantai 56 % 87 % 64 % 0.6 0.9

Sup. B. Atas 76 % 66 % 48 % 1.2 1.62

Deck Lantai 70 % 87 % 61 % 0.8 1.1

Sup. B. Atas 83 % 87 % 49 % 1.0 1.73

Deck Lantai N.A. - - - -

Sup. S. Atas 75 % 67 % 47 % 1.1 1.64

Deck Lantai 61 % 67 % 79 % 0.9 0.8

Catatan: (1) Semue nilai numerik dibulatkan sompa 2 angkautama-ketidakpastian dan perkiraan yang tardapatdalam penilaian baban tidak dapat mendukungkatelitian lebih besar

K9 - 33

KB.5 CONCLUSIONS

1. It can be seen that the superstructures of all bridges on the route have a Safety Factor for thedefined Normal Traffic Load greater or equal to one. However, the decks of Bridges 1 and 2 haveSafety Factors significantly less than one.

Bridge 2 is probably adequate for the loadbecause its deck is still in good condition. Bridge 1will require repairs to its deck, however, before itis adequate.

2. The Safety Factors for the Exceptional TrafficLoad indicate that all bridges are able to carry the weight of the transporter, although some damagecould occur to the deck of Bridge 4.

The Deck Load Rating of Bridge 4 is a lowerbound approximation and its actual strength isprobably much higher. The transporter could beallowed to cross this bridge at very low speed withlittle risk of damage.

3. All the bridges have Load Ratings less than 100%. This means that they would require posting ofload restrictions if the Normal Traffic Load for the route is increased to the Standard Loads (theStandard Loads are the preferred Normal TrafficLoads - Ref. clause 9.2.2.2).

4. In all cases (except Bridge No. 3 where the deck and superstructure cannot be separated) the DeckLoad Rating is significantly less than the Superstructure Load Rating. Although theseexamples are hypothetical, they arerepresentative of real bridges where it cangenerally be seen that the main area of deterioration is in the deck.

KB.5 KESIMPULAN

1. Terlihat bahwa bangunan atas dari semuajembatan pada jaringan jalan tersebut mempunyaiFaktor keamanan lebih besar atau sama dengansatu untuk Beban Lalu Lintas Biasa yangditentukan. Bagaimanapun, lantai dari jembatan 1& 2 mempunyai faktor keamanan yang nyatakurang dari satu.

Jembatan 2 adalah mungkin memadai untukbeban tersebut karena lantai masih berada dalamkondisi baik. Jembatan 1 akan memerlukanperbaikan lantai, bagaimanapun, sebelum dapatmemadai.

2. Faktor-faktor keamanan untuk Beban Lalu LintasLuar Biasa menunjukan bahwa semua jembatanmampu memikul berat kendaraan pengangkut,walaupun dapat terjadi kerusakan pada lantaiJembatan 4.

Penilaian Beban Lantai dari Jembatan 4 adalahperkiraan batas bawah dan kekuatan sebenarnyamungkin jauh lebih tinggi. Kendaraan pengangkutdapat diijinkan untuk melintasi jembatan ini padakecepatan sangat rendah dengan sedikit risikokerusakan.

3. Semua jembatan tersebut mempunyai PenilaianBeban kurang dari 100 %. Ini berarti bahwadiperlukan tanda pembatasan beban bila BebanLalu Lintas Biasa untuk jaringan tersebutdinaikkan sampai Beban Standar (Beban Standaradalah Beban Lalu Lintas Biasa yang diutamakan- lihat pasal 9.2.2.2)

4. Dalam semua kasus (kecuali Jembatan no.3 dimana lantai dan bangunan atas tidak dapatdipisah), Penilaian Beban lantai adalah kurangcukup dibanding Penilaian Beban Bangunan Atas. Meskipun contoh-contoh tersebut adalahhypotetik, mereka mewakili jembatanjembatansesungguhnya dimana umumnya terlihat bahwadaerah kerusakan utama adalah dalam lantai.

K9 - 34

PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK...

Documents

Transcript of PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK...