STUDI NUMERIK PERILAKU HUBUNGAN PELAT-KOLOM PADA STRUKTUR FLAT SLAB MENGGUNAKAN BETON MUTU TINGGI

Prosiding Konferensi Nasional Pascasarjana Teknik Sipil (KNPTS) 2015, 12 November 2015, ISSN 2447-0086

STUDI NUMERIK PERILAKU HUBUNGAN PELAT-KOLOM PADA STRUKTUR FLAT SLAB MENGGUNAKAN BETON MUTU TINGGI Asdam Tambusay1, Priyo Suprobo2, Faimun3, dan Arwin Amiruddin4 1

Mahasiswa Program Studi Doktor Teknik Sipil, Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan, Institut Teknologi Sepuluh Nopember, Email: [email protected] 2 Staf Pengajar, Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan, Institut Teknologi Sepuluh Nopember, Email: [email protected] 3 Staf Pengajar, Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan, Institut Teknologi Sepuluh Nopember, Email: [email protected] 4 Staf Pengajar, Fakultas Teknik, Universitas Hasanuddin, Email: [email protected]

ABSTRAK Struktur flat slab merupakan sistem struktur yang terdiri dari elemen utama berupa pelat dan kolom disertai dengan adanya penebalan lokal pada daerah koneksinya menggunakan drop panel/shear capital. Kehilangan elemen balok pada sistem strukturnya menjadikan perilaku struktur flat slab sangat rentan dalam menerima beban lateral. Di samping itu, pengaruh gravity shear ratio juga dapat memperburuk perilaku struktur flat slab. Beberapa studi menunjukkan bahwa penggunaan drop panel dinilai dapat meningkatkan kekakuan transversal dan kapasitas geser pada hubungan pelat-kolom. Akan tetapi, drop panel masih belum mampu meningkatkan daktilitas struktur. Oleh karena itu, penelitian lebih lanjut terkait penggunaan drop panel dalam upaya peningkatan daktilitas struktur akibat beban lateral perlu dilakukan. Dalam tulisan ini, penggunaan material beton mutu tinggi pada struktur flat slab diusulkan sebagai upaya peningkatan daktilitas dari struktur. Studi dilakukan melalui analisis numerik menggunakan program bantu ABAQUS. Geometri benda uji hubungan pelat-kolom pada struktur flat slab yang digunakan dalam tulisan ini diadopsi dari penelitian Gunadi (2014). Sebelum melakukan analisis numerik pada model yang diusulkan, studi awal terhadap benda uji Gunadi (2014) diverifikasi terlebih dahulu untuk memastikan tingkat akurasi permodelan yang dilakukan. Selanjutnya, usulan model disimulasikan kembali menggunakan ABAQUS untuk mengetahui perilaku strukturnya. Benda uji terdiri dari dua tipe model yaitu kontrol spesimen dengan menggunakan beton normal (FS-NC), dan model benda uji menggunakan beton mutu tinggi (FS-HSC) di mana metode input beton normal dan beton mutu tinggi didasarkan dari grafik uniaksial tekan dan tarik pada material melalui pendekatan analitis. Kedua model benda uji terdiri dari pelat dengan rasio tulangan relatif rendah (0,66%) yang diaplikasikan untuk pelat dengan dimensi 3,0  1,5  0,12 m sesuai dengan geometri pada penelitian Gunadi (2014). Di samping itu, drop panel diberikan di daerah koneksi pada benda uji dengan dimensi 1,0  0,6  0,18 m. Selama proses simulasi, beban gravitasi pada pelat diberikan secara konstan, sedangkan beban siklis lateral diberikan dalam bentuk displacement control mengikuti kaidah yang ditetapkan oleh ACI 374.1-05. Hasil analisis numerik menunjukkan adanya peningkatan kapasitas lateral sebesar 69,14% dan peningkatan daktilitas pada beton mutu tinggi sebesar 37,59% dari kontrol spesimennya. Berdasarkan hal tersebut, dapat diketahui bahwa penggunaan beton mutu tinggi dapat meningkatkan perilaku hubungan pelat-kolom mengingat struktur flat slab memiliki daktilitas simpangan yang sangat rendah. Kata kunci: flat slab, hubungan pelat-kolom, drop panel, beton mutu tinggi, daktilitas

1.

PENDAHULUAN

Flat slab merupakan suatu sistem struktur yang terdiri dari elemen utama berupa pelat dan kolom (Tambusay dkk., 2014). Akan tetapi, berbeda dengan sistem struktur flat plate, sistem struktur flat slab ditandai dengan adanya penambahan elemen drop panel sebagai local thickening pada daerah hubungan pelat-kolom (Hoffman dkk., 1998). Dalam hal ini, drop panel berfungsi mengurangi momen negatif pada daerah sambungan dan meningkatkan kapasitas geser pada pelat (ACI 318-11).

10


Pada umumnya, penggunaan sistem struktur flat slab maupun flat plate dinilai cukup popular pada beberapa negara tertentu karena memiliki tingkat hunian yang cukup tinggi (Qian dan Li, 2013). Akan tetapi, struktur flat slab tidak sesuai digunakan sebagai penahan beban lateral karena kehilangan elemen balok menyebabkan transfer gaya yang terjadi pada pelat langsung ke kolom, sehingga daerah sambungan menjadi rentan terhadap kegagalan punching shear (Matzke dkk., 2015). Kegagalan punching shear, yang dihasilkan dari akumulasi beban gravitasi dan beban lateral dalam bentuk momen tak-imbang, dapat terjadi dengan atau tanpa peringatan sehingga berindikasi pada keruntuhan progresif (Robertson dan Johnson, 2006). Kegagalan punching shear juga terjadi karena kuat geser pelat tidak mampu mengimbangi tegangan geser yang berkembang sehingga keruntuhan bisa berlangsung secara tiba-tiba (Kurniawan dkk., 2014). Beberapa kasus keruntuhan progresif adalah adalah keruntuhan bangunan L‘Ambiance Plaza di Connecticut pada tahun 1987 (Heger 1991), Commonwealth Avenue di Massachusetts pada tahun 1971 (King dan Delatte 2004). Penelitian-penelitian terkait upaya peningkatan perilaku hubungan pelat-kolom telah dilakukan. Beberapa alternatif diusulkan dengan penggunaan stud rail (Robertson dkk., 2002), drop panel dan shear capitals (Megally dan Ghali, 2000), serat baja (McHarg dkk., 2000), post-tensioned (Kang dkk., 2008), dan CFRP (Stark dkk., 2005). Hasil penelitian menunjukkan bahwa penggunaan stud rail dinilai memiliki kinerja yang paling baik dalam meningkatkan daktilitas dan kapasitas simpangan pada hubungan pelat-kolom. Akan tetapi, kinerja dari stud rail belum sepenuhnya mengatasi kelemahan perilaku struktur untuk menahan kombinasi beban gravitasi dan beban gempa. Berdasarkan hal tersebut, penelitian lebih lanjut pada model hubungan pelat-kolom dengan menggunakan teknik perbaikan lainnya masih perlu dipelajari dan dikembangkan sebagai upaya peningkatan perilaku struktur flat slab dalam menahan kombinasi beban gravitasi dan beban gempa. Penelitian ini berfokus pada studi numerik terkait penggunaan beton mutu tinggi pada sistem struktur flat slab menggunakan drop panel. Sistem struktur flat slab disederhanakan dengan metode sub-assemblage menjadi model hubungan pelat-kolom interior. Penggunaan drop panel didasarkan pada pertimbangan bahwa drop panel dapat meningkatkan kapasitas geser pelat. Di samping itu, penggunaan beton mutu tinggi juga dapat meningkatkan kapasitas geser pelat. Hasil penelitian Emam dkk. (1997) menunjukkan bahwa penggunaan beton mutu tinggi dapat meningkatkan daktilitas perpindahan dan kuat geser dari hubungan pelat-kolom. Selain itu, penggunaan tulangan lentur pelat dengan rasio yang lebih rendah dapat meningkatkan daktilitas dari struktur. Cheng dan Parra-Montesinos (2010) juga melakukan studi terkait penggunaan serat baja dengan beton mutu tinggi pada hubungan pelat-kolom struktur flat slab. Hasil penelitian menunjukkan bahwa penggunaan serat baja dapat meningkatkan kapasitas punching shear. Berdasarkan penelitian-penelitian terkait, metode perbaikan perilaku struktur flat slab menggunakan beton mutu tinggi dapat diterapkan.

2.

PROGRAM NUMERIK

Analisis dilakukan dengan menggunakan metode numerik untuk memprediksi perilaku inelastik struktur. Material beton dimodelkan menggunakan hexahedral brick element (C3D8R) dengan reduced integration. Reduced integration digunakan untuk mengurangi iterasi selama proses running model. Tulangan baja didesain dengan menggunakan elemen T3D2 sebagai elemen truss. Elemen T3D2 digunakan karena dapat menahan beban pada arah sepanjang sumbunya. Embedded element juga digunakan dalam studi numerik untuk memodelkan interkasi antara tulangan dan beton. Teknik embedded element digunakan untuk membuat elemen beton dan tulangan dapat menjadi satu kesatuan. Model concrete damage plasticity (CDP) diterapkan untuk menggambarkan mekanisme kegagalan cracking beton pada kondisi tarik ~t pl dan crushing pada kondisi tekan ~cpl (Kmiecik dan Kaminski, 2011). Cracking dan crushing pada beton direpresentasikan dengan peningkatan nilai dari variable haredening/softening berdasarkan hasil perhitungan analitis (Jankowiak dan Lodygowski, 2005). CDP dinilai sebagai salah satu model konstitutif yang paling baik dalam memodelkan perilaku kompleks dari material beton. Hal ini dikarenakan CDP dapat memodelkan material quasi-brittle pada semua elemen solid menggunakan beban monotonik, siklik, maupun beban dinamis. Di samping itu, kerusakan isotropik pada perilaku plastisitas tarik dan tekan beton juga dapat dimodelkan menggunakan parameter damage (Wasatko dkk., 2015). Berdasarkan standar dari Eurocode 2, tegangan tekan  c yang dinyatakan sebagai fungsi dari regangan uniaksial tekan  c diperoleh dari Persamaan (1).

11


 c  f cm

k   2 ,    cu1  c 1  k  2

(1)

dimana Ecm adalah modulus elastisitas beton, fcm adalah kuat tekan rata-rata beton pada hari ke-28,  = c/c1 dan k = 1,05c1Ecm/fcm didefinisikan sesuai Eurocode 2. Regangan pada tegangan puncak  c1 didefinisikan menggunakan Persamaan (2) seperti yang diadopsi dari jurnal ilmiah Kmiecik dan Kaminski (2011). Selanjutnya, regangan nominal ultimit tekan pada beton yang diadopsi dari Eurocode 2 berdasarkan kuat tekan rata-rata adalah cu1 = 0,0035.  c1  0.0014 2  exp  0.024 f cm   exp  0.14 f cm 

(2)

Berdasarkan studi numerik yang dilakukan oleh Pavlovic dkk. (2013), Persamaan (1) dinilai menghasilkan crushing pada beton yang overestimasi. Hal ini dikarenakan kurva plastisitas pada Eurocode 2 didefinisikan hanya sampai pada regangan nominal ultimit cu1. Oleh karena itu, untuk mencegah overestimasi akibat crushing pada beton, kurva tegangan-regangan diperpanjang melebihi regangan nominal ultimitnya seperti yang ditunjukkan pada Gambar 1a. Rumus dari perpanjangan kurva seperti yang didefinisikan oleh Persamaan (3) terdiri dari dua bagian, yaitu persamaan sinusoidal antara titik D–E dan persamaan linear antara titik E–F.





  1 sin   tD   tE  2    f cm    , ,  cuD   c   cuE c     sin  tE  2      f   cuE cuF   c   f cuF  c   cuE   cuF   cuE ,  c   cuE

(3)

dimana µ = (c - cuD)/(cuE - cuD) adalah koordinat relatif antara titik D–E dan  = fcm/fcu1. Titik D didefinisikan sebagai cuD = cu1 dan fcuD = fcu1 = c(cu1). Titik E adalah akhir dari persamaan sinusoidal pada regangan cuE yang ditandai dengan pengurangan kekuatan beton menjadi fcuE oleh faktor  = fcm/fcuE. Penurunan kekuatan pada persamaan linear berakhir di titik F pada regangan cuF dengan kekuatan sisa dari beton fcuF. Regangan cuF = 0,10 diambil dengan nilai yang cukup besar sehingga tidak dapat dicapai selama proses analisis. Hal ini juga akan berdampak pada percepatan iterasi selama proses running model. Di samping itu Pavlovic dkk. (2013) juga menjelaskan bahwa nilai dari kekuatan sisa beton fcuF = 0,4 MPa, faktor pengurangan  = 20 dan regangan cuE = 0,03 telah dikalibrasi berdasarkan pengujian eksperimental. Nilai dari faktor tD = 0,5 dan tE = 1,0 yang merupakan garis singgung sudut sinusoidal pada titik D dan E, juga diambil dengan pertimbangan untuk memperhalus bentuk kurva sinusoidal. Kurva plastisitas beton pada kondisi tarik didefinisikan sebagai fungsi dari regangan uniaksial tarik  t dan tegangan uniaksial tarik  t . Tegangan meningkat secara linear sampai pada nilai puncak tegangan tarik fct. Setelah titik tersebut, tegangan tarik terdegradasi sampai pada regangan t = 0,001. Wang dan Hsu (2001) mengusulkan rumus pendekatan untuk menghitung hubungan tegangan-regangan tarik pada beton seperti terlihat pada Persamaan (4).   t  f ct  cr  t

n

  ,  t   cr  

(4)

dimana cr adalah regangan pada saat beton mengalami retak dan fct adalah nilai pada saat beton mengalami tegangan tarik puncak. Parameter input lain yang harus ditentukan pada model konstitutif CDP adalah parameter plasticity dan parameter damage. Beberapa parameter plasticity disesuaikan dengan default yang disediakan oleh ABAQUS seperti rasio kuat tekan biaksial/uniaksial b0/c0 = 1,16, flow potential eccentricity  = 0,1 serta deviatoric stress invariant ratio K = 0,667. Di sisi lain, parameter plasticity lainnya seperti dilation angle  = 5 dan viscosity parameter v = 0,25 ditentukan secara iterasi dan dikalibrasi untuk mendapatkan hasil yang sama seperti uji eksperimental. Parameter damage pada ABAQUS didefinisikan untuk kondisi tekan dan tarik dari beton. Parameter damage yang berasal dari nilai kurva tegangan-regangan uniaksial dinyatakan sebagai rasio antara undamage dan damage dari beton dengan persamaan dc = 1 – c/fcm dan dt = 1 – t/fct sebagai fungsi dari regangan inelastis. Kurva damage akibat tekan pada beton diilustrasikan seperti pada Gambar 1b.

12


C

Compressive Stress (Mpa)

120

1

fcm

fcuD = fcu1

F  dc or dt = 0.99

E

Damage Variable, dc or dt

140

0.8

D

100

0.6

80

B

60

0.4

0.45 fcm

40

fcuE = fcm /  cuE = 0.03

20

E

A

0

0

F

0.02

0.04

Strain 0.06

0.08

D

0.2

0.4 MPa

C  dc or dt = 0

0B 0.00

0.1

Inelastic  0.04 Strain,0.06

0.02

(a)

0.08

0.10

(b)

Gambar 1. Parameter beton pada kondisi tekan. (a) Kurva tegangan-regangan uniaksial tekan beton , (b) Evolusi keruntuhan tekan beton (Pavlovic dkk., 2013)

3.

VALIDASI HASIL NUMERIK

Hasil uji eksperimental pada penelitian Gunadi (2014) digunakan sebagai acuan dalam pengusulan model menggunakan pendekatan numerik. Benda uji merupakan model interior hubungan pelat kolom pada struktur flat plate menggunakan detail tulangan geser (stud rail ortogonal) yang mengacu pada ACI 352.1R-89 dan ACI 421.1R-99. Geometri benda uji dapat dilihat pada Gambar 2. Dimensi Pelat 30001500120

Beban Siklik Lateral

12 D8-120 1450

600

13 D8-50

3 D8-135

1450

400 400

Dimensi Kolom 300300 300

660 1500

Tumpuan Rol hs =120 mm

600

1570

Beban Gravitasi

Tumpuan Sendi 3000

660 3600

300 Satuan dalam mm

(a) 7 D8-207 600

6 D8-120

2 D8-200

1450

1870

660

1500

12D13

300

400

600

400

1450

(b)

660 3600

(c)

300

D6-50

(d)

Gambar 2. Geometri benda uji. (a) Dimensi benda uji, (b) Detail tulangan atas pelat, (c) Detail tulangan bawah pelat, (d) Detail tulangan kolom (Gunadi, 2014)

Benda uji didesain untuk memikul beban gravitasi konstan dan beban siklik lateral. Beban gravitasi disimulasikan dalam bentuk blok-blok beton dan beban siklik diterapkan menggunakan displacement control sesuai dengan kaidah yang ditetapkan oleh ACI 374.1-05. Bagian dasar kolom diberikan perletakan sendi dan kedua bagian ujung pelat diberikan perletakan rol.

13


Benda uji hubungan pelat-kolom didesain dengan menggunakan mutu beton f’c = 46,21 MPa. Tulangan lentur longitudinal atas pada pelat didesain lebih rapat dibandingkan dengan tulangan lentur longitudinal bawah pelat. Hal ini dikarenakan momen negatif bekerja pada daerah hubungan pelat-kolom dengan nilai yang lebih besar daripada momen positif. Selanjutnya, tulangan lentur transversal atas dan bawah pelat didesain dengan diameter yang sama mengikuti tulangan lentur longitudinal pelat. Di samping itu stud rail di desain secara ortogonal pada muka kolom dan dipasang pada keempat sisi kolom mengikuti kaidah ACI 352.1R-89 dan ACI 421.1R-99 . Detail tulangan lentur pada pelat dan tulangan longitudinal pada kolom serta sengkang dan stud rail disajikan pada Tabel 1. Tabel 1. Detail material pengujian eksperimental (Gunadi, 2014) Diameter (mm) Standar Aktual 7,96 8 D13 13,84 5,94 6 7,68 8

Elemen Tulangan pelat Tulagan kolom Tulangan sengkang Stud rail

Tegangan Leleh (MPa) 321,5 390,74 354,77 534,3

Untuk menjamin keakuratan analisis numerik, benda uji dari penelitian Gunadi (2014) dimodelkan kembali menggunakan ABAQUS dengan mengacu pada spesifikasi material, geometri, dan prosedur pembebanan yang diterapkan. Detail dari material beton dan tulangan juga dianalisis kembali dengan mengikuti kaidah yang ditetapkan oleh ABAQUS. Komparasi trend dari kurva backbone pada model Gunadi (2014) dan model numerik dapat dilihat pada Gambar 3.

80

Gaya Lateral (kN)

60 40 20 0 -8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

-20 -40 Model ABAQUS Model Gunadi (2014)

-60 -80

Drift Ratio (%)

Gambar 3. Perbandingan kurva backbone eksperimental dan analisis numerik

Gambar 3 menunjukkan bahwa model kedua kurva backbone mengindikasikan trend yang hampir sama sampai pada drift ratio 5.0%. Hal ini membuktikan bahwa studi numerik yang dilakukan cukup baik untuk dikembangkan pada model struktur meskipun terdapat perbedaan pada nilai kuat tekan betonnya.

4.

USULAN MODEL

Model benda uji yang diusulkan adalah model hubungan pelat-kolom interior pada struktur flat slab dengan drop panel. Detail geometri dan tulangan benda uji diadopsi dari penelitian Gunadi (2014). Akan tetapi, stud rail ortogonal dihilangkan dan digantikan dengan elemen drop panel sebagai penebalan lokal pada daerah koneksi. Benda uji dibagi menjadi dua jenis yaitu model hubungan pelat-kolom menggunakan beton normal (FS-NC) dengan f’c = 30 MPa, dan model hubungan pelat-kolom menggunakan beton mutu tinggi (FS-HSC) dengan f’c = 140 MPa. Hal ini dilakukan untuk mengetahui kedua trend dari perilaku strukturnya. Detail geometri benda uji yang diusulkan dapat dilihat pada Gambar 4. Semua benda uji yang diusulkan dalam penelitian ini dimodelkan mengikuti prosedur studi numerik pada benda uji Gunadi (2014). Mutu beton sengaja dibuat sangat tinggi untuk mengetahui peningkatan kapasitas

14


gaya lateral–rasio simpangan yang terjadi pasca pembebanan lateral. Di samping itu, penilaian daktilitas simpangan akibat peningkatan mutu beton juga dievaluasi. Beban Siklik Lateral

Beban Gravitasi

1570

hs =120 mm

Tumpuan Rol drop panel hd = 180 mm (1000 x 600-mm) Tumpuan Sendi

300

3000

300 Satuan dalam mm

Gambar 4. Geometri usulan model hubungan pelat-kolom menggunakan drop panel

5.

HASIL DAN PEMBAHASAN

Kapasitas Gaya Lateral–Rasio Simpangan Seperti yang ditunjukkan pada Gambar 5, bentuk umum kurva histerisis hubungan gaya lateral-rasio simpangan (drift ratio) untuk semua benda uji adalah sama. Akan tetapi, persentase rasio simpangan maksimum pada benda uji FS-HSC yang dimodelkan menggunakan beton mutu tinggi adalah 37,59% lebih tinggi dibandingkan dengan benda uji FS-NC yang menggunakan beton normal. Di samping itu, kapasitas gaya lateral pada benda uji FS-HSC meningkat 69,14% dibandingkan dengan kontrol spesimen. Gaya lateral maksimum pada benda uji FS-HSC tercapai pada rasio simpangan 4,74% pada arah positif, sementara kegagalan tercapai pada rasio simpangan 6,31%. Untuk benda uji FS-NC, gaya lateral maksimum tercapai pada rasio simpangan 2,43% dan kegagalan terjadi ada rasio simpangan 3,50%. -4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

45

-8

-6

-4

-2

2

4

6

8

Drift Ratio (%)

30

100

Gaya Lateral (kN)

Gaya Lateral (kN)

0

150

Drift Ratio (%)

15 0 -15

50

0

-50

-30

-100

Simpangan (mm)

FS-NC

Simpangan (mm)

-45

-60

-40

-20

0

20

(a)

40

60

-150 -150

-100

-50

0

FS-HSC 50

100

150

(b)

Gambar 5. Kurva histerisis model hubungan pelat-kolom menggunakan drop panel. (a) Benda uji FSNC, (b) Benda uji FS-HSC

Gambar 5 juga menunjukkan bahwa kekuatan pada arah negatif dari benda uji lebih rendah dibandingkan dengan arah positifnya. Hal ini disebabkan karena adanya akumulasi momen lentur akibat beban gravitasi dan beban siklik lateral yang secara bergantian saling menjumlahkan pada satu sisinya sesuai dengan arah beban lateral yang bekerja, sehingga nilai momen lentur pada sisi berlawanan dari arah beban lateral akan berkurang. Oleh karena itu, pada rasio simpangan tertentu, retak umumnya mulai terbentuk pada arah beban positif, sehingga ketika beban berbalik arah, kekuatan lateral negatif tidak sepenuhnya tercapai sama dengan kekuatan lateral arah positif karena retak yang terjadi telah mengakibatkan kekuatan pelat berkurang.

Daktilitas Simpangan Benda Uji

15


Daktilitas merupakan salah satu pertimbangan yang paling penting dalam desain suatu struktur untuk memikul beban gempa. Filosofi desain struktur tahan gempa didasarkan pada penyerapan energi yang dihasilkan dari deformasi inelastik ketika gempa bumi terjadi, di mana struktur masih mampu mempertahankan integritas strukturnya dalam memikul beban gravitasi. Untuk jenis struktur yang masih memiliki sifat getas, upaya peningkatan daktilitas strukturnya harus terus diteliti lebih lanjut.

Gambar 6. Alternatif penentuan nilai daktilitas simpangan suatu struktur

Secara umum, rasio daktilitas simpangan (µ) didefinisikan sebagai perbandingan antara perpindahan ultimit (u) dengan perpindahan pada saat pelelehan pertama pada struktur ( y). Perpindahan yang terjadi pada saat leleh sering kali cukup sulit untuk diamati. Hal ini terjadi akibat perilaku inelastik dari material atau karena tulangan longitudinal pada posisi penampang beton bertulangan dengan kedalaman yang berbeda telah leleh pada tingkat beban yang berbeda. Oleh karena itu, seperti terlihat pada Gambar 6, alternatif yang digunakan untuk menentukan titik perpindahan leleh dengan mencari titik perpotongan antara garis kekakuan elastik terhadap beban ultimit. Di samping itu, perpindahan ultimit dari benda uji dikategorikan menjadi dua bagian sebagaimana dijabarkan dalam Tabel 2. Hal ini dikarenakan perpindahan ultimit ditentukan dari perpindahan yang koresponden dengan beban puncak (p) atau dari perpindahan di mana beban lateral telah menurun dengan nilai tidak kurang dari 80% dari beban lateral puncaknya. Tabel 2 menunjukkan bahwa model dengan mutu beton yang sangat tinggi mempunyai daktilitas yang lebih tinggi dibandingkan dengan kontrol specimen. Tabel 2. Daktilitas simpangan model benda uji Model Arah Positif FS-NC FS-HSC Arah Negatif FS-NC FS-HSC

6.

Rasio Simpangan (%) Titik Titik Titik Leleh Puncak Ultimit

Daktilitas Simpangan p 

p y

u 

u y

1,52 1,81

2,96 4,74

3,45 5,70

1,94 2,62

2,27 3,15

1,64 1,86

2,43 3,32

3,50 5,60

1,48 1,79

2,13 3,01

KESIMPULAN

Berdasarkan simulasi yang telah dilakukan pada dua model hubungan pelat-kolom menggunakan drop panel, dapat diperoleh kesimpulan sebagai berikut: 1.

Penggunaan beton mutu tinggi dapat meningkatkan kapasitas lateral dan kapasitas rasio simpangan dari struktur sampai 69,14% dan 37,59%, secara berurutan.

2.

Penggunaan beton dengan mutu 140 MPa dengan rasio tulangan 0,66% dapat mencapai rasio simpangan maksimum pada titik 4,74% dibandingkan dengan beton mutu 35 MPa yang hanya mencapai rasio simpangan 2,43%.

3.

Peningkatan rasio simpangan pada model benda uji berimplikasi pada peningkatan daktilitas simpangan, di mana daktilitas benda uji FS-HSC tercapai pada nilai 3,15.

16


7.

UCAPAN TERIMA KASIH

Penulis mengucapkan terima kasih kepada Direktorat Pendidikan Tinggi (DIKTI), atas bantuan dana melalui hibah penelitian dengan skim Pendidikan Magister menuju Doktor Sarjana Unggul (PMDSU).

DAFTAR PUSTAKA ABAQUS Version 6.13. (2013). User Manual. DS SIMULIA Corp, USA. ACI Committee 318. (2011). Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-11). American Concrete Institute. ACI Committee 352. (1989). Recommendations for Design of Slab-Column Connections in Monolithic Reinforced Concrete Structures (ACI 352.1R-89). American Concrete Institute. ACI Committee 374. (2005). Acceptance Criteria for Moment Frame Based on Structural Testing and Commentary (ACI 374.1-05). American Concrete Institute. ACI Committee 421. (1999). Shear Reinforcement for Slabs (ACI 421.1R-99). American Concrete Institute. Cheng, M.Y., dan Parra-Montesinos, G.J. (2010). ―Evaluation of Steel Fiber Reinforcement for Punching Shear Resistance in Slab-Column Connections – Part II: Lateral Displacement Reversals‖, ACI Structural Journal, 107 (1), 110–118. Emam, M., Marzouk, H., dan Hilal, M. (1997). ―Seismic Response of Slab-Column Connections Constructed with High-Strength Concrete‖, ACI Structural Journal, 94 (2), 197–204. EN1992-1-1: Eurocode 2. (2004). Design of Concrete Structure, Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings. European Committee for Standardization (CEN), Brussels, Belgium. Gunadi, R. (2014). Perilaku Hubungan Pelat-Kolom Bertulangan Geser Terhadap Beban Siklis Lateral. Disertasi. Program Doktor Teknik Sipil Pengutamaan Rekayasa Struktur, Institut Teknologi Bandung, Bandung. Heger, F.J. (1991). ―Public Safety Issues in Collapse of L‘Ambiance Plaza‖, Journal of Performance of Constructed Facilities – ASCE, 5 (2), 92–112. Hoffman, E.S., Gustafson, D.P., dan Gouwens, A.J. (1998). Structural Design Guide to the ACI Building Code. Springer Science Business Media, New York. Jankowiak, T., dan Lodygowski, T. (2005). ―Identification of Parameters of Concrete Damage Plasticity Constitutive Model‖, Foundation of Civil and Environmental Engineering, No. 6, 53–69. Kang, T.H-K., Robertson, I.N., Hawkins, N.M., dan Lafave, J.M. (2008). ―Recommendations for Design of Post-Tensioned Slab-Column Connections Subjected to Lateral Loading‖, PTI Journal, 6 (1), 45–59. King, S. dan Dellate, N.J. (2004). ―Collapse of 2000 Commonwealth Avenue: Punching Shear Case Study‖, Journal of Performance of Constructed Facilities – ASCE, 18 (1), 54–61. Kmiecik, P., dan Kaminski, M. (2011). ―Modelling of Reinforced Concrete Structures and Composite Structures with Concrete Strength Degradation Taken into Consideration‖, Archives of Civil and Mechanical Engineering, 11 (3), 623–636. Kurniawan, R., Budiono, B., Surono, A., dan Pane, I. (2014). ―Studi Eksperimental Perilaku Siklis Flat Slab Beton Mutu Sangat Tinggi‖, Jurnal Teknik Sipil, 21 (2), 139–146. Matzke, E.M., Lequesne, R.D., Parra-Montesinos, G.J., dan Shield, C.K. (2015). ―Behavior of Biaxially Loaded Slab-Column Connections with Shear Studs‖, ACI Structural Journal, 112 (3), 335–346. McHarg, P.J., Cook, W.D., Mitchell, D., dan Yoon, Y-S. (2000). ―Benefits of Concentrated Slab Reinforcement and Steel Fibers on Performance of Slab-Column Connections, ACI Structural Journal, 97 (2), 225–235. Megally, S. dan Ghali, A. (2002). ―Punching Shear Design of Earthquake-Resistance Slab-Column Connections‖, ACI Structural Journal, 97 (5), 720–730. Pavlovic, M., Markovic, Z., Veljkovic, M., dan Budevac, D. (2013). ―Bolted Shear Connectors Vs. Headed Studs Behaviour in Push-Out Tests‖, Journal of Constructional Steel Research, Vol. 88, 134–149. Qian, K. dan Li, B. (2013). ―Experimental Study of Drop-Panel Effects on Response of Reinforced Concrete Flat Slabs after Loss of Corner Column‖, ACI Structural Journal, 110 (2), 319–330. Robertson, I.N. dan Johnson, G. (2006). ―Cyclic Lateral Loading of Non-Ductile Slab-Column Connections‖, ACI Structural Journal, 103 (3), 356–364.

17


Robertson, I.N., Kawai, T., Lee, J., & Enomoto, B. (2002). ―Cyclic Testing of Slab-Column Connection with Shear Reinforcement‖, ACI Structural Journal, 99 (5), 605–613. Stark, A., Binici, B., dan Bayrak, O. (2005). ―Seismic Upgrade of Reinforced Concrete Slab-Column Connections Using Carbon Fiber-Reinforced Polymers‖, ACI Structural Journal, 102 (2), 324–333. Tambusay, A., Suprobo, P., dan Faimun. (2014). ―Studi Eksperimental Perilaku Hubungan Pelat-Kolom Menggunakan Drop Panel dengan Serat PVA-ECC Terhadap Beban Siklik Lateral‖, Prosiding Konferensi Nasional Pascasarjana Teknik Sipil (KNPTS 2014), 1–7. Wang, T., dan Hsu, T.T.C. (2001). ―Nonlinear Finite Element Analysis of Concrete Structures Using New Constitutive Models‖, Computer and Structures, Vol. 79, 2781–2791. Wasatko, A., Pamin, J., dan Polak, M.A. (2015). ―Application of Damage-Plasticity Models in Finite Element Analysis of Punching Shear‖, Computer and Structures, Vol. 151, 73–85.

18

STUDI NUMERIK PERILAKU HUBUNGAN PELAT-KOLOM PADA STRUKTUR FLAT SLAB MENGGUNAKAN BETON MUTU TINGGI

Recommend Documents