Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses...
Transcript of Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses...
-
1
Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses Pemancangan Tiang Pancang Pada Anjungan
Lepas Pantai Zora Jacket Platform
Moch. Khusnul Yakin (1)
, Ir. Handayanu M.Sc., Ph.D. (2)
, Dr. Eng. Kriyo Sambodho ST, M.Eng(2)
(1) Mahasiswa Jurusan Teknk Kelutan
(2) Staf Pengajar Jurusan Teknk Kelutan
ABSTRAK
Desain tiang pancang yang modern adalah sebuah proses interaktif yang melibatkan pertimbangan struktural, geoteknik dan
constructability. Pile Drivability mengacu pada kemampuan dari tiang pancang yang aman (tanpa kerusakan) dan ekonomis
(menggunakan alat-alat konstruksi yang tepat, pemilihan hammer yang tepat untuk mencapai kedalaman penetrasi sesuai design dan
blowcount yang tidak berlebihan) sehingga dapat mendukung bearing capacity yang dibutuhkan. Tugas Akhir ini bertujuan untuk
menngetahui daya dukung tanah statis dan saat pemancangan, selain itu untuk menemukan jenis peralatan yang tepat agar saat
pemancangan tidak terjadi overstress dan pile refusal. Dalam Tugas Akhir ini dilakukan analisa pile drivability menggunakan
GRLWEAP2005 terhadap 4 jenis hammer yaitu MENCK MRBS 1502, MENCK MRBS 3000, MENCK MRBS 4600, dan MENCK
MRBS 6000 pada kondisi plugged dan coring dengan faktor shaft 1, 0,9, 0,8 dan 0,7. Dari hasil analisa diketahui nilai daya dukung
tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN, sedangkan pada kondisi
coring adalah 9297.1 kN. Untuk nilai daya dukung saat pemancangan pada kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 untuk
kondisi plugged adalah 4652.899 kN, sedangkan pada kondisi coring adalah 4500.578 kN. Hammer yang tidak menyebabkan tiang
pancang mengalami keruskan ataupun tidak mengalami pile refusal yaitu hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dan MENCK
MRBS 4600. Peralatan yang efisien dipilih berdasarkan 2 parameter yaitu parameter biaya dan waktu. Untuk parameter waktu
direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 4600 dengan selisih 49 menit lebih cepat untuk setiap
pemancangan satu tiang pancang. Dengan total waktu tunggu 900 menit dan akan dipasang empat tiang pancang maka diperkirakan
total waktu yang dibutuhkan paling lama 3844 menit atau 64.067 jam. Sedangkan untuk parameter biaya direkomendasikan untuk
menggunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih rendah dengan asumsi biaya sewa hammer
diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam.
Kata Kunci : Pile Drivability, Daya Dukung Tanah, Pile Refusal, Overstress
1. Pendahuluan
Desain tiang pancang yang modern adalah sebuah proses
interaktif yang melibatkan pertimbangan struktural, geoteknik
dan constructability. Pile drivability mengacu pada kemampuan
dari tiang pancang yang aman (tanpa kerusakan) dan ekonomis
(menggunakan alat-alat konstruksi yang tepat dan blow count
yang tidak berlebihan) sehingga dapat mendukung bearing
capacity yang dibutuhkan dan meminimalkan kedalaman
penetrasi (Hussein, 2006).
Keandalan dari metode dinamis untuk menentukan kapasitas
tiang pancang sangatlah penting. Metode dinamis dibutuhkan
keakuratan dan keandalan dalam penentuan kapasitas tiang
pancang karena sangat berpengaruh dalam desain, konstruksi,
serta biaya pada pondasi dalam (deep foundations).
Perkembangan terbaru dalam pengestimasian dari kapasitas
pembebanan (load capacity) pada tiang pancang dengan metode
dinamis telah dihasilkan dengan menggunakan wave equation
(Benamar, 2000). Analisa menggunakan persamaan gelombang
biasanya digunakan untuk pemilihan/persetujuan pada peralatan
yang akan digunakan saat instalasi tiang pancang (sebagai
contoh: komponen-komponen hammer, bantalan hammer,
driving head, dan pile cushion) dan memastikan tegangan pada
saat dilakukan instalasi tidak melebihi kekuatan dari material
tiang pancang.
Proses instalasi atau pemancangan tiang pancang pada
lepas pantai lebih sulit dan membutuhkan biaya yang lebih besar
dibandingkan dengan proses pemancangan di darat. Hal ini
disebabkan oleh lokasi yang berada di tengah laut. Oleh
karenanya, untuk mendapatkan biaya instalasi atau pemancangan
tiang pancang yang optimum, diperlukan perencanaan yang
matang dalam melakukan pemilihan hammer dan ketersediaan
tiang pancang (almanda, 2008).
Dalam melakukan perencanaan untuk pemilihan hammer
ataupun tiang pancang, terdapat dua hal yang perlu diperhatikan,
yaitu:
1. Kapasitas Daya Dukung Tanah pada saat Pemancangan
Sebagai pondasi, tiang pancang memiliki daya dukung yang
berfungsi untuk menahan beban yang diberikan. Tetapi daya
dukung yang dimiliki pada saat pemancangan akan berbeda
dengan daya dukung pada saat tiang sudah tertanam (kondisi
statis). Pada saat pemancangan daya dukung dapat menjadi lebih
kecil ataupun lebih besar dibandingkan dengan daya dukung
pada saat statis. Oleh karenanya perlu dilakukan tinjauan
kapasitas daya dukung pada saat pemancangan.
-
2
2. Kinerja Hammer
Kinerja hammer dipresentasikan sebagai jumlah pukulan yang
dibutuhkan oleh hammer untuk mempenetrasikan tiang ke dalam
tanah sedalam satu satuan panjang (set/blow). Nilai ini
diperlukan agar dapat memenuhi kapasitas daya dukung yang
diinginkan.
Dalam tugas akhir ini digunakan software GRL WEAP,
software komersial yang umum dipakai di perusahaan konsultan
engineering. Obyek studi yang digunakan adalah ZORA
Platform yang di operasikan oleh Crescent Petroleum Sharjah
Inc. di perairan UEA Dubai. Bangunan ini masih dalam masa
konstruksi saat tugas akhir ini dikerjakan. Platfrom yang berjenis
tetrapod (empat kaki) ini berfungsi sebagai production platform.
'ZORA Platform terletak pada koordinat sesuai pada Gambar 1:
Gambar 1 Diagram Lokasi ZORA Platform (Design Basis
ZORA Platform)
\ Tujuan tugas akhir ini antara lain untuk mengetahui daya dukung tanah pada lokasi instalasi Zora Platform pada kondisi
statis dan saat pemancangan. Selain itu untuk menentukan
hammer yang sesuai untuk instalasi tiang pancang agar tidak
terjadi kerusakan saat instalasi tiang pancang tidak mengalami
pile refusal imenentukan peralatan yang efisien pada instalasi
tiang pancang Zora Platform.
2. Dasar Teori
Jacket platform yang dipasang diseluruh dunia digunakan
untuk berbagai jenis tujuan, salah satunya adalah untuk
memproduksi petroleum dan gas, bantuan navigasi dan stasiun
monitor cuaca. Karena letaknya yang berada ditengah laut, maka
struktur tersebut didesain dan dibangun untuk mampu menahan
beban lingkungan pada perairan dalam terbuka dan mampu
memberikan lingkungan yang kerja yang aman dan stabil baik
pada pekerja maupun pada mesin. Kebanyakan struktur-struktur
tersebut didukung dengan pondasi tiang pancang (Hussein,
1989).
2.1 Proses Instalasi Tiang pancang
Proses instalasi pondasi tiang pancang dapat dilakukan dengan
mengikuti prosedur sebagai berikut:
Bagian-bagian tiang pancang (bagian utama, bagian tambahan) diangkut menggunakan cargo barge ke lokasi
instalasi dan dipindahkan ke installation vessel deck dimana
bagian utama tiang pancang akan diangkat dengan
menggunakan internal lifting clamp dan dimasukkan ke
dalam kaki jacket.
Sebuah external clamp yang biasa disebut bear cage (bagian yang menahan antara kedua bagian tiang pancang selama
proses pengelasan) dipasang diatas bagian utama dari tiang
pancang untuk menerima bagian tambahan tiang pancang
yang pertama selanjutnya keduanya diangkat dan
digabungkan kemudian di las dengan proses yang berurutan.
Integritas las diperiksa menggunakan Ultrasonic Test (UT).
Setelah proses pengelasan antara bagian utama tiang pancang dan bagian tambahan tiang pancang pertama selesai
serta bear cage dilepaskan, tiang pancang dimasukkan
kedalam tanah sesuai dengan kedalaman penetrasi yang
ditentukan.
Prosedur instalasi yang sama untuk setiap bagian tambahan tiang pancang sampai didapatkan kedalaman penetrasi yang
didesain atau terjadi penolakan
2.2 Steam Hammer
Sesuai dengan sumber yang digunakan (Brochure Steam
Hammer oleh Menck) steam hammer memiliki karakteristik
sebagai berikut:
Jenis hammer ini hanya dapat digunakan diatas air untuk memancang tiang pancang dengan kemiringan tertentu (10
maximum reasonable value).
Retangan efisiensi dari steam hammer sekitar 0.60% dan 0.85%. Energy pukulan dapat divariasikan dari 25% sampai
100% dari nilai nominal modifying stroke.
Parameter pile driving (jumlah blow count per meter, energi pukulan, kedalaman penetrasi, dll) tidak dapat direkam
secara digital sehingga harus dicatat secara manual (Pile
Driving Record).
Terhindar dari kerusakan landasan (rebound effect) jenis hammer ini sudah disediakan cushion (contoh material
cushion adalah Bonggosi-wood/hard wood)
2.3 Permodelan Wave Equation
Sistem permodelan terdiri dari striker plate, hammer
cushion, helmet, dan untuk concrete pile digunakan pile cushion.
Sistem permodelan ini dimodelkan dengan dua nonlinear spring
dan masa. Spring untuk hammer cushion dimodelkan secara seri
terhadap ram cushion. Pada permodelan tiang pancang, tiang
-
3
pancang dimodelkan dengan spring, dashpots dan masa(lihat
gambar 2).
2.4 Formula Dinamis
Konsep dari formula dinamis adalah sebagai berikut:
Es = Ru s (2.1)
Es = Energi yang bekerja pada tanah (kJ)
Ru = Soil Resistance (kN)
s = Permanent set (bl/m)
Setelah mengalami penurunan rumus maka didapatkan rumus:
edehEr Epl Esi = Ru s (2.2)
Dimana,
edehEr = Energi yang dibutuhkan selama instalasi (kJ
Epl Esi = Energi yang hilang selama instalasi (kJ)
Gambar. 2 Model Wave Equation untuk jenis
air/steam/hydraouliic hammer (GRLWEAP Manual)
2.5 Daya Dukung Aksial Tiang Pancang
Daya dukung aksial suatu pondasi dalam pada umumnya
terdiri atas dua bagian yaitu daya dukung akibat gesekan
sepanjang tiang dan daya dukung ujung (dasar) tiang. Secara
umum kapasitas ultimit pondasi tiang terhadap beban aksial
dapat dihitung dengan persamaan sederhana yang merupakan
penjumlahan tahanan keliling dengan tahanan ujung, yaitu:
(2.3)
dan
(2.4)
dengan,
Qu = kapasitas ultimit tiang terhadap beban aksial (kN)
Qp = kapasitas ultimit tahanan ujung (end bearing) (kN)
Qs = kapasitas ultimit geser selimut (skin friction) (kN)
Qall = daya dukung ijin (kN)
SF = Faktor keamanan = 2,5 4,0
2.6 Tahanan Geser Selimut (Skin Friction)
Tahanan geser selimut tiang pada tanah c- dapat dinyatakan
dengan persamaan:
(2.5)
dengan,
Qs = kapasitas keliling tiang ultimate (kN)
Qsc = kontribusi kohesi tanah, c (kPN)
Qs = kontribusi sudut geser dalam tanah, (kN)
Kontribusi dari kohesi tanah dapat dicari dengan menggunakan
persamaan berikut:
(2.6)
dengan,
Qsc = kontribusi kohesi tanah terhadap kapasitas geser selimut
= faktor adhesi antara selimut tiang pancang dan tanah
cu-I = kohesi undrained tanah pada lapisan -i (kPa)
li = panjang tiang pada lapisan -i (m)
p = keliling tiang (m)
Sedangkan kontribusi sudut geser dalam, , pada tanah non-
kohesif dinyatakan dengan persamaan berikut:
(2.7)
dengan,
Qs = kontribusi sudut geser pkapasitas geser selimut (kN)
Fi = ko-I .'v-1.tan (2/3 i) (kPa)
Ko-i = koefisien tekanan lateral tanah
v-i = tekanan vertikal efektif di tengah-tengah lapisan-i (kPa)
i = sudut geser dalam pada lapisan-i (derajat)
li = panjang tiang yang tertanam pada lapisan-i (m)
p = keliling tiang (m)
Secara umum, pada tanah homogen seperti pada gambar 3,
tahanan geser selimut pondasi tiang dapat dihitung sebagai
berikut:
(2.8)
dengan,
As = luas selimut tiang (m2)
P = keliling penampang (m)
L = panjang tiang (m)
f = tahanan friksi (skin friction) (kPa)
Gambar 3 Pondasi Tiang pada Tanah Non-Kohesif (Braja
M.Das, 1999)
Sedangkan pada tanah berlapis, dapat digunakan persamaan
berikut:
-
4
(2.9)
Dengan f adalah gaya gesekan antara tanah dengan tiang
sedangkan As adalah luas badan selimut tiang.
Gambar 4 Pondasi Tiang pada Tanah Berlapis (Braja M.Das,
1999)
2.6.1 Tahanan Geser Selimut Pada Tanah Kohesif
Untuk tanah lempung, biasanya koefisien gesekan ini
diperkirakan dengan menggunakan beberapa cara diantaranya
metoda Alpha. Perkiraan besar gaya gesekan dengan
menggunakan metode alpha ini merupakan metoda yang paling
sering digunakan dengan menggunakan rumusan sebagai
berikut:
f = . Cu (2.10)
dimana,
= faktor adhesi empiris, nomogram
untuk tanah NC dengan Cu
-
5
2.8 Soil Resistance to Driving
Parameter-parameter yang digunakan untuk perhitungan
ini akan berbeda dengan kondisi statis, dan kapasitas daya
dukung yang diberikan oleh tanah akan sangat besar ataupun
sangat kecil dibandingkan dengan kapasitas daya dukung statik.
Secara umum nilai kapasitas daya dukung saat
pemancangan selama pemancangan yang digunakan berdasarkan
State of the art, pile driveabilty, 1980 adalah:
(2.17)
(2.18)
Dimana:
QSRD= kapasitas ultimit tiang terhadap beban aksial (kN)
Qs =kapasitas ultimit tahanan geser selimut (kN)
Qp = kapasitas ultimit tahanan ujung (end bearing) (kPa)
Fp = faktor reduksi nilai kapasitas selimut pada saat statis
2.8.1 Soil Resistance to Driving untuk Tanah Kohesif Semple, 1982, menggunakan faktor reduksi pada kuat
geser tanah dengan variabel dari over concolidation ratio
(OCR). Kekuatan tanah lempung dengan kondisi normally
consolidated (NC) dan over consolidated OC memiliki kapasitas
yang berbeda pada saat pemancangan. Pada kekuatan geser
undrained, tanah NC mempunyai tendensi untuk merenggang
secara perlahan dan terjadi pengurangan volume yang
menghasilkan tegangan air pori positf. Sedangkan pada tanah
OC, ketika mendekati kerusakan struktur tanah cenderung untuk
merenggang secara cepat yang menyebabkan terjadinya
tegangan air pori negatif.
Jika parameter Indeks plastisitas (PI) tidak tersedia dapat
digunakan:
(2.19)
dengan,
Su = kekuatan geser undrained (kPa)
PI = indeks plastisitas (%)
' = tegangan efektif tanah (kPa)
Z = kedalaman titik tinjauan (m)
Kemudian nilai dari OCR ini akan digunakan untuk pemilihan
nilai untuk mereduksi nilai kapasitas selimut pada saat statis:
Fp = 0,5 (OCR)0,3
(2.20)
2.8.2 Soil Resistance to Driving untuk Tanah Non-Kohesif
Tanah non-kohesif pada umumnya tidak mengalami
reduksi pada saat pemancangan. Oleh karenanya nilai kapasitas
daya dukung pada tanah non-kohesif akan memiliki nilai yang
sama dengan nilai kapasitas daya dukung kondisi statik.
Menurut sebuah jurnal State of the art, pile driveabilty,
1980, tanah non-kohesif pada saat pemancangan akan
mengalami peningkatan atau penurunan void ratio. Kapasitas
daya dukung tanah non-kohesif pada pemancangan diharuskan
diestimasikan terhadap kondisi coring dan plugged
2.9 Penentuan Set/Blow dari Analisa Persamaan Gelombang
Jumlah pukulan tiang adalah jumlah pukulan yang
dibutuhkan untuk penetrasi tiang sedalam 1 meter. Pada
perhitungan Analisa persamaan gelombang, jumlah pukulan
dihitung dengan kedalaman penetrasi permanen yang dihasilkan
untuk tiap pukulan. Digunakan asumsi jumlah pukulan yang
konstan untuk penetrasi sedalam 1 meter.
2.10 Analisa Persamaan Gelombang
Analisa persamaan gelombang dilakukan dengan
menggunakan software GRL WEAP. GRL WEAP merupakan
program persamaan deferensiasi yang diformulasikan oleh
Smith, 1960 untuk mendapatkan:
Evalusasi pemancangan
Optimasi pemancangan dengan variabel dari pemilihan hammer, material pemancangan seperti (cushion dan
helmet), dimensi tiang pancang dan proses perancangan.
Perkiraan tegangan maksimum pada tiang pancang dan hammer selama pemancangan
2.11 Propagasi Gelombang
Pada saat memancang tiang, ketika beban mengenai bagian
atas tiang. Terjadi transfer energi dari beban ke tiang berupa
gelombang tekan dengan kecepatan (C) yang sama dengan
kecepatan suara didalam material tiang tersebut. C = ,
dengan E adalah modulus elastisitas dari material tiang dan
adalah massa jenis dari material tiang. Gelombang tekan pada
dasarnya akan dipantulkan ketika terjadi perubahan medium,
terdapat 4 tipe propagasi gelombang:
Free end: Material tiang pancang tidak berdeformasi sehingga tegangan yang tercapai adalah nol, pemantulan
gelombang tekan menjadi tarik terjadi diujung tiang
sehingga tegangan yang tercapai adalah nol(Gambar 6).
Fixed end: Gelombang tekan di pantulkan menjadi gelombang tekan, dengan nilai dua kali dari nilai maksimum
gelombang tekan awal(Gambar 6).
Pertemuan dua gelombang: Pada titik pertemuan 2 gelombang yang berlawanan tanda (gelombang tarik dan
tekan), nilai tegangan pada titik tersebut disuperposisikan.
Asumsi diambil tegangan tidak mencapai tegangan
plastis(Gambar 7).
Terdapat perubahan masa jenis kedalaman tertentu: Sebagian dari gelombang ini ditransmisikan pada titik
perubahan densitas dan sebagian lagi dipantulkan dari titik
ini(Gambar 7).
Gambar 6 Propagasi Gelombang Pada Kondisi Ujung Bebas dan
Terikat (State of the art, pile driveabilty, 1980).
-
6
Gambar 6 Refleksi dan Superposisi Pada Propagasi Gelombang
(State of the art, pile driveabilty, 1980).
Berikut ini adalah rumus persamaan gelombang:
(2.21)
Dimana:
A = luas panampang tiang pancang (m2)
= masa jenis tiang pancang (kN/m3)
2.12 Persamaan Diferensial Smith (1960)
Persamaan merepresentasikan interaksi antara hammer,
tiang pancang dan tanah, interaksi ini dimodelkan dengan dibagi
beberapa segmen yang mempunyai berat dan kekakuan yang
dimodelkan pegas. Kapasitas daya dukung tanah terdapat pada
bagian ujung dan selimut tiang dimodelkan dengan pegas elastis
yang paralel dengan redaman. Ketika gelombang tekan
berpropagasi ke bawah, energi ini didistribusikan ke tanah.
Gambar .9 Permodelan Hammer-Tiang pancang-Tanah (State of
the art, pile driveabilty, 1980).
Pada sistem ini (gambar 9), interaksi antara tiang pancang dan
tanah dianggap pada keadaan diam. Tanpa adanya pengaruh dari
efek pemancangan pada pukulan sebelumnya. Tahap
perhitungannya adalah sebagai berikut:
Perhitungan kecepatan tumbukan pada ram dan variabel-variabel yang tergantung terhadap waktu untuk memnuhi
persamaan statik.
Perpindahan (displacement) pada tiap bagian segmen massa diperhitungkan.
Kompresi dan gaya pada pegas internal, gaya yang dihasilkan pegas tanah, percepatan dan kecepatan
diperhitungkan.
Pengulangan siklus ini sesuai waktu yang ditentukan .
Persamaan diferensial propagasi gelombang didekati dengan
persamaan finite diferensial Smith. Rumus dasar yang digunakan
pada persamaan diferensial Smith adalah:
(2.22)
(2.23)
(2.24)
(2.25)
(2.26)
Dimana:
m = elemen ke-m
t = waktu (s)
t = interval waktu (s)
C(m,t) = kompresi pada pegas-m dan waktu-t (m)
D(m,t) = deformasi pada segmen-m dan waktu-t (m)
D(m,t) = deformasi plasik pada segmen-m dan waktu-t (m)
F(m,t) = gaya pada pegas-m dana waktu-t (kN)
g = percepatan gravitasi (m/s2)
J(m) = konstanta redaman pada segmen-m (s/m)
K(m) = konstanta pegas dalam pada segmen-m (kN/m)
K(m) = konstanta pegas luar pada segmen-m (kN/m)
R(m,t) = gaya yang dihasilkan oleh pegas luar pada segmen-m
dan waktu-t (kN)
V (m,t) = kecepatan segmen-m pada waktu t (m/s)
w (m) = berat segmen-m (kN)
Persamaan untuk kompresi diatas tidak memperhitungkan
redaman pada bagian dalam segmen, oleh karena itu untuk
daerah bantalan dan helmet digunakan rumus:
(2.27)
Dimana:
e (m) = koefisien restitusi pada segmen-m
C(m,t)max = nilai sementara pada C(m,t) (m)
Dengan mengunakan kecepatan awal :
(2.28)
Dimana,
Er = hammer rated energy (kJ)
Eh = efisiensi hammer (%)
Wh = Berat tiang pancang (kN)
Sedangkan konstanta pegas dalam K(m) dapat dihitung degan
menggunakan persamaan sebagai berikut:
(2.29)
Dimana,
A = luas cross-setionalpada segmen-m (m2)
E = Modulus Young pada segmen-m (kPa)
L = panjang dari elemen-m (m)
Untuk konstanta pegas luar K(m) dapat dihitung menggunakan
persamaan berikut:
(2.30)
Dimana,
Q(m) = nilai quake pada elemen m (m)
n = jumlah elemen sepanjang tiang pancang
-
7
2.13 Tegangan Tiang pada Proses Pemancangan
Pada umumnya, tegangan selama pemancangan digunakan
material bantalan untuk pembatasan tegangan pada tiang
pancang selama proses pemancangan. Tegangan maksimum
tarik dan tekan yang terjadi adalah:
untuk n < p (2.31)
(2.32)
untuk n < p (2.33)
Dimana nilai n = dan p =
dengan,
K = kekakuan cushion (kg/s)
A = luas permukaan tiang pancang (m2)
W = berat Ram (kN)
vo = kecepatan tumbukan (m/s)
Sesuai dengan API RP2A-WSD 2000 tegangan dinamis tidak
boleh melebihi 80-90% yield strength/ tegangan luluh.
2.14 Pemodelan Tanah
Tanah dimodelkan dengan pegas dan peredam pada
bagian ujung dan selimut tiang yang berinteraksi dengan tiang
pancang. Pada pemodelan tanah dengan menggunakan software
GRL WEAP terdapat dua nilai penting yaitu quake dan damping
factor, dimana quake merupakan nilai dari deformasi elastis
pada tanah dan damping merupakan faktor yang digunakan
untuk mendekati besarnya redaman tanah. Selain itu ada juga
nilai setup factor, limit distance dan setup time yang
dipertimbangkan dengan ilustrasi sebagai berikut:
Gambar 10 Hubungan antara setup time, setup faktor dan limit
distane (State of the art, pile driveabilty, 1980)
Pada perhitungan menggunakan software GRL WEAP, nilai
quake dan damping factor akan diambil dari jenis tanah jika
properti tanah untuk perhitungan rumus diatas tidak tersedia.
Berikut ini beberapa rekomendasi nilai quake, damping, dan
setup factor berdasarkan jenis tanah:
Tabel 2 Faktor quake (GRLWEAP manual, 2000)
Tabel 3 Faktor Damping (GRLWEAP manual, 2000)
Tabel 4 Setup Factor (GRLWEAP manual, 2000)
3. Analisa Data Dan Pembahasan
Pada penelitian ini, data awal berupa data tiang pancang,
data tanah, hammer dan data peralatan pendukung pada proses
pemancangan seperti hammer cushion, pile cushion, dll. Data tersebut didapatkan dari hasil pengukuran oleh FUGRO dan
ditampilkan pada tabel-tabel berikut:
Tabel 5 Data tiang Pancang
Tabel 6 Data Hammer dan Cushion
Tabel 7 Data Tanah
Keterangan:
flim : Limit unit skin friction
Jenis Tanah Setup Factor
Clay 2
Silt 1.5
Silt - Clay 1
Sand - Clay 1.2
Fine Sand 1
Sand Gravel 1
Data Besaran Satuan
Panjang 89.7 m
Penetrasi 58 m
Thickness 25.4 mm
Pile Size 914 mm
Spec. Weight 78.5 kN/m3
Yield Strength 248 Mpa
Tabel 4.2 Data Hammer dan Cushion
Data MENCK MRBS Satuan
1502 3000 4600 6000
Type ECH ECH ECH ECH
Ram Weight 147.161 294.278 451.274 588.601 kN
Rated Energy 183.86 441.305 676.56 1029.52 kJ
Hammer Eff. 67 67 67 67 %
Helmet Weight 66.723 154.798 265.114 323.831 kN
Cushion Material bongosii wood bongosii wood bongosii wood bongosii wood
Cushion Thickness 200 200 250 250 mm
C.o.R 0.75 0.75 0.75 0.75
Data lebih spesifik sesuai dengan spesifikasi Hammer
kedalaman Tipe
Tanah
flim qlim cu top cu bot sub unit delta Nq
(m) (kPa) (Mpa) (kPa) (kPa) (kN/m3) (derajat)
1.3 clay 1 1 5
1.9 silt 20 2.9 8.5 20 12
2.3 calc. 20 12 10 35 50
3.7 sand 20 4.8 9 25 20
8 silt 5 10 5.5
11 sand 20 9.6 9 30 40
13.5 sand 50 12 9.5 35 50
15 silt 20 9.6 9 30 40
18 sand 20 9.6 9 30 40
22 silt 200 200 9
23 clay 500 500 9
28.1 clay 300 300 9
36 sand 50 4.8 9 25 20
38 clay 500 500 9.5
50 sand 50 12 9.5 35 50
55 silt 50 9.6 9.5 30 40
65 calc. 50 12 10 35 50
-
8
cu : Undrained shear strength
qlim : Limit unit end bearing
Nq : Bearing capacity factor
delta : soil-pile friction angle
Tabel 8 Data Quake dan Damping Parameter
3.1 Kriteria Pemilihan Hammer
Dalam pemilihan Hammer yang akan digunakan, ada beberapa
kriteria yang harus dipenuhi:
Pile Driving Stress: Sesuai dengan API RP2A-WSD 2000, tegangan dinamis tidak boleh melebihi 80-90% yield
strength/tegangan luluh..
Refusal Criteria: Dalam pemancangan apabila jumlah pukulan melebihi 300 blows per 0.3 m berturut-turut selama
1.5 m penetration, atau melebihi 800 blows per 0.3 m
penetration (API RP2A-WSD 2000).
Eficiency: Dalam kata lain bahwa dalam proses pemancangan tiang pancang, efiensi berupa waktu yang
dibutuhkan untuk pemancangan dan biaya yang dibutuhkan
juga menjadi faktor yang cukup penting dalam pemilihan
hammer. Dalam hal ini biaya sewa hammer diasumsikan
berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada
hammer dan dihitung setiap 24 jam.
3.2 Perhitungan Soil Resistance to Driving (SRD)
Dari metode Steven didapatkan formulasi sebagai berikut
(3.1)
(3.2)
(3.3)
(3.4)
(3.5)
(3.6)
(3.7)
(3.8)
(3.9)
(3.10)
(3.11)
(3.12)
(3.13)
(3.14)
(3.15)
(3.16)
Dengan menggunakan persamaan (2.19) dan (2.21) serta:
(3.17)
Dimana:
w = sub unit kn/m3
d = Kedalaman m
Maka didapatkan faktor reduksi (Fp) pada Tabel 9 Faktor
Reduksi:
Tabel 9 Faktor Reduksi
Setelah didapatkan nilai faktor reduksi maka dengan
menggunakan persamaan (3.1) sampai dengan (3.16) maka
didapatkan nilai skin friction dan end bearing pada Tabel 10
Nilai Skin friction dan End Bearing kondisi Plugged, dan Tabel
11 Nilai Skin Friction dan End Bearing kondisi Coring:
Tabel 10 Nilai Skin friction dan End Bearing kondisi Plugged
Tabel 12 Nilai Skin Friction dan End Bearing kondisi Coring
Data Quake Damping
Toe (mm) Shaft (mm) Toe (s/m) Shaft (s/m)
sand 2.5 2.5 0.5 0.15
clay 2.5 2.5 0.15 0.65
calc 4 2.5 0.25 0.65
Lateral earth pressure coefficient k =0.7
depth Sub Unit Po Cu top Cu bot OCR Fp
m (kN/m3) kPa kPa kPa - -
1.3 5 6.5 1 1 0.32846 0.35803
1.9 8.5 11.6
2.3 10 15.6
3.7 9 28.2
8 5.5 51.85 5 10 0.58817 0.4264
11 9 78.85
13.5 9.5 102.6
15 9 116.1
18 9 143.1
22 9 179.1 75 75 1.96055 0.6119
23 9 188.1 75 75 1.85871 0.60219
28.1 9 234 100 100 2.06426 0.62144
36 9 305.1
38 9.5 324.1 150 150 2.33766 0.64507
50 9.5 438.1
55 9.5 485.6 300 300 3.44606 0.72471
65 10 585.6
Soil
Type depth Overburden
Pressure
end bearing skin friction
upper lower upper lower
(m) (m) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA)
clay 1.3 6.5 15 9 0.17901 0.17901
silt 1.9 11.6 139.2 92.8 2.82847 2.17575
calc. 2.3 15.6 936 624 8.19606 6.30466
sand 3.7 28.2 507.6 338.4 9.3402 7.18477
silt 8 51.85 150 90 2.13202 2.13202
sand 11 78.85 2365.5 1577 33.4592 25.7379
sand 13.5 102.6 6156 4104 53.9049 41.4653
silt 15 116.1 3483 2322 49.2659 37.8968
sand 18 143.1 4293 2862 60.723 46.71
silt 22 179.1 1125 675 22.9464 22.9464
clay 23 188.1 1125 675 22.5821 22.5821
clay 28.1 234 1500 900 31.072 31.072
sand 36 305.1 5491.8 3661.2 101.053 77.7331
clay 38 324.1 2250 1350 48.38 48.38
sand 50 438.1 26286 17524 230.173 177.056
clay 55 485.6 4500 2700 108.707 108.707
calc. 65 585.6 35136 23424 307.668 236.667
Soil
Type depth Overburden
Pressure
end bearing skin friction
upper lower upper lower
(m) (m) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA)
clay 1.3 6.5 9 9 0.37593 0.26852
silt 1.9 11.6 92.8 92.8 4.35149 3.26362
calc. 2.3 15.6 624 624 12.6093 9.457
sand 3.7 28.2 338.4 338.4 14.3695 10.7772
silt 8 51.85 90 90 4.47724 3.19803
sand 11 78.85 2365.5 1577 51.4757 38.6068
sand 13.5 102.6 6156 4104 82.9306 62.1979
silt 15 116.1 3483 2322 75.7936 56.8452
sand 18 143.1 4293 2862 93.4201 70.0651
silt 22 179.1 675 675 48.1875 34.4196
clay 23 188.1 675 675 47.4225 33.8732
clay 28.1 234 900 900 65.2512 46.608
sand 36 305.1 5491.8 3661.2 155.466 116.6
clay 38 324.1 1350 1350 101.598 72.57
sand 50 438.1 26286 17524 354.112 265.584
clay 55 485.6 2700 2700 228.285 163.061
calc. 65 585.6 35136 23424 473.335 355.001
-
9
Dengan menggunakan persamaan (2.18) didapatkan nilai SRD
pada Tabel 12 Soil Resistace to Driving kondisi Plugged, dan
Tabel 13 Soil Resistace to Driving kondisi Coring:
Tabel 12 Soil Resistace to Driving kondisi Plugged
Tabel 13 Soil Resistace to Driving kondisi Coring
3.2 Self Penetration Depth (SPD)
Dengan menghitung berat tiang pancang dan berat hammer
maka akan didapatkan berat total yang akan digunakan untuk
menentukan estimasi kedalaman penetrasi tiang pancang tanpa
adanya pukulan. Pada Tabel 14 berat pile yang dihitung pada
dua jenis kedalaman, dimana pada kedalaman 0-17 m berat pile
sebesar261.055 kN. Sedangkan pada kedalaman diatas 17 m,
dilakukan penyambungan tiang pancang untuk secondary pile
yang ke pertama sehingga tiang pancang yang semula memiliki
panjang sejumlah 46.9 m menjadi 62.9 m.
Tabel 14 Berat Pile
Selanjutnya berat pile yang sudah dihitung pada Tabel 14
ditambahkan masing-masing dengan berat hammer pada Tabel
6. Selanjutnya dilakukan verifikasi pada Tabel 12 dan 13 untuk
menentukan pada lapisan tanah mana tiang pancang tidak bisa
lagi menembus tanpa adanya pukulan, data tersebut disajikan
pada Tabel 16 dan Tabel 17.
Tabel 15.Berat Hammer
Tabel 16 SPD Kondisi Plugged
Tabel 17 SPD Kondisi Coring
3.3 Input Permodelan pada GRL WEAP 2005
Dalam GRL WEAP dibutuhkan input data tanah, tiang pancang,
hammer dan system driving:
3.3.1 Data Tanah
Parameter tanah seperti quake dan damping bisa dilihat
pada Tabel 4.3. Sedangkan untuk setup fator, limit distance dan
setup time digunakan default sesuai dengan data yang diberikan
oleh manual GRLWEAP. Dengan menggunakan rumus:
(3.18)
(3.19)
(3.20)
(3.21)
(3.22)
(3.23)
(3.24)
(3.25)
(3.26)
(3.27)
(3.28)
(3.29)
(3.30)
(3.31)
(3.32)
Soil
Type depth shaft
area
end bearing limit skin friction limit Plugged
upper lower upper lower upper lower
(m) (m) m2 (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) kN kN
clay 1.3 3.73284 15 9 0.17901 0.17901 10.51 6.57329
silt 1.9 1.72285 139.2 92.8 2.82847 2.17575 96.20472 64.6363
calc. 2.3 1.14857 936 624 8.19606 6.30466 623.5406 416.659
sand 3.7 4.01998 507.6 338.4 9.3402 7.18477 370.5932 250.913
silt 8 12.3471 150 90 2.13202 2.13202 124.742 85.3749
sand 11 8.61425 2365.5 1577 20 20 1724.333 1206.98
sand 13.5 7.17854 6156 4104 50 41.4653 4397.992 2990.37
silt 15 4.30712 3483 2322 20 20 2371.403 1609.65
sand 18 8.61425 4293 2862 20 20 2989.002 2050.1
silt 22 11.4857 1125 675 22.9464 22.9464 1001.688 706.435
clay 23 2.87142 1125 675 22.5821 22.5821 802.976 507.723
clay 28.1 14.6442 1500 900 31.072 31.072 1439.203 1045.53
sand 36 22.6842 2900 2900 50 50 3036.953 3036.95
clay 38 5.74283 2250 1350 48.38 48.38 1754.105 1163.6
sand 50 34.457 9600 9600 50 50 8021.587 8021.59
clay 55 14.3571 4500 2700 108.707 108.707 4513.25 3332.24
calc. 65 28.7142 9600 9600 50 50 7734.445 7734.45
Soil
Type depth shaft
area
end bearing limit skin friction limit coring
upper lower upper lower upper lower
(m) (m) m2 (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) kN kN
clay 1.3 3.73284 9 9 0.37593 0.26852 2.04144 1.6405
silt 1.9 1.72285 92.8 92.8 4.35149 3.26362 14.0772 12.2029
calc. 2.3 1.14857 624 624 12.6093 9.457 58.7287 55.108
sand 3.7 4.01998 338.4 338.4 14.3695 10.7772 81.7603 67.319
silt 8 12.3471 90 90 4.47724 3.19803 61.6626 45.868
sand 11 8.61425 2365.5 1577 20 20 340.016 284.105
sand 13.5 7.17854 6156 4104 50 50 795.431 649.93
silt 15 4.30712 3483 2322 20 20 333.112 250.789
sand 18 8.61425 4293 2862 20 20 476.689 375.221
silt 22 11.4857 675 675 48.1875 34.4196 601.327 443.195
clay 23 2.87142 675 675 47.4225 33.8732 184.032 145.126
clay 28.1 14.6442 900 900 65.2512 46.608 1019.37 746.355
sand 36 22.6842 2900 2900 50 50 1339.84 1339.84
clay 38 5.74283 1350 1350 101.598 72.57 679.185 512.482
sand 50 34.457 9600 9600 50 50 2403.56 2403.56
clay 55 14.3571 2700 2700 228.285 163.061 3468.96 2532.52
calc. 65 28.7142 9600 9600 50 50 2116.42 2116.42
kedalaman diameter tebal panjang masa jenis berat pile
m m m m kN/m3 KN
0-17 0.914 0.0254 46.9 78.5 261.055
17-35 0.914 0.0254 62.9 78.5 350.115
Hammer
Ram Weight Helmet Weight Total
KN KN KN
1502 147.161 66.723 213.884
3000 294.278 154.798 449.076
4600 451.274 265.114 716.388
6000 588.601 323.831 912.432
Hammer Berat
Total
Soil Resistance to
Driving
keterangan
upper lower
Menck KN KN KN
1502 474.9392 623.54062 416.65926 1.9 m - 2.3 m
3000 710.1312 1724.33322 1206.98379 8 m - 11 m
4600 977.4432 1724.33322 1206.98379 8 m - 11 m
6000 1173.487 1724.33322 1206.98379 8 m - 11 m
Hammer Berat
Total
Soil Resistance to
Driving
keterangan upper lower
Menck KN KN KN
1502 474.93923 795.431 649.93 11 m - 13.5 m
3000 710.13123 795.431 649.93 11 m - 13.5 m
4600 1327.5578 1019.37 746.355 23 m - 28m
6000 1523.6018 1339.84 1339.84 23 m - 28 m
-
10
(3.33)
Dengan ,enggunakan persamaan 3.18 samapai dengan 3.33 maka
didapatkan input reaksi tanah sebagai berikut:
Tabel 18 Input Reaksi Tanah
3.3.2 Data Hammer
Data input hammer yang digunakan sesuai dengan table 6.
Tetapi karena tiang pancang didesain dengan batter 1:8, maka
efisiensi sesuai dengan manual GRL WEAP 2005 harus
disusaikan dengan Table of Efficiency Reductions for Battered
Pile Driving. Sehingga efisiensi hammer = 0.6514.
Tabel 19 Efficiency Reductions for Battered Pile Driving
3.3.3 Data Tiang pancang
Dari Tabel 5 dapat diperoleh hasil sebagai berikut untuk input
data:
Tabel 20 Input Data Pile
3.3.4 System Driving
Sytem driving merupakan masukan tentang interval kedalaman
analisa serta pile make-up serta, stroke dan efficiency pada setiap
hammer. Sesuai dengan Drawing Zora Platform maka system
driving sebagai berikut:
Tabel 21 System Driving
3.4 Hasil Permodelan pada GRL WEAP 2005
3.4.1 Daya Dukung Statis
Dari hasil permodelan didapatkan nilai daya dukung statis dan
direpresentasikan pada gambar 11:
Gambar 11 Grafik Daya Dukung Statis
Tabel 4.15 Input Reaksi Tanah
depth Tipe
Tanah
plugged coring
unit shaft resistance toe resistance unit shaft resistance toe resistance
lower upper lower upper lower upper lower upper
m - kPa kPa kN kN kPa kPa kN kN
1.3 clay 0.179 0.1790 5.9051 9.8418 0.269 0.37593 0.638 0.638
1.9 silt 2.176 2.8285 60.888 91.332 3.264 4.35149 6.580 6.580
2.3 calc. 6.305 8.1961 409.42 614.13 9.457 12.6093 44.246 44.246
3.7 sand 7.185 9.3402 222.03 333.05 10.777 14.3695 23.995 23.995
8 silt 2.132 2.1320 59.051 98.418 3.198 4.47724 6.382 6.382
11 sand 20 20 1034.7 1552 20 20 111.821 167.731
13.5 sand 41.465 50 2692.7 4039.1 50 50 291.003 436.504
15 silt 20 20 1523.5 2285.3 20 20 164.646 246.970
18 sand 20 20 1877.8 2816.7 20 20 202.936 304.404
22 silt 22.946 22.9464 442.88 738.13 34.420 48.1875 47.862 47.862
23 clay 22.582 22.5821 442.88 738.13 33.873 47.4225 47.862 47.862
28.1 clay 31.072 31.0720 590.51 984.18 46.608 65.2512 63.816 63.816
36 sand 50 50 1902.7 1902.7 50 50 205.631 205.631
38 clay 48.380 48.38 885.76 1476.3 72.570 101.598 95.725 95.725
50 sand 50 50 6298.7 6298.7 50 50 680.708 680.708
55 clay 108.707 108.71 1771.5 2952.5 163.061 228.285 191.449 191.449
65 calc. 50 50 6298.7 6298.7 50 50 680.708 680.708
Batter Batter Angle Degree
Stroke Reduction Friction Losses for Friction Factors
X : 12 1 : Y 0.1 0.2 0.3
1:12 1:12 4.76 1 0.008 0.017 0.025
1:08 7.13 0.99 0.012 0.024 0.037
2:12 1:06 9.46 0.99 0.016 0.033 0.049
1:05 11.31 0.98 0.02 0.039 0.059
2.5 : 12 11.77 0.98 0.02 0.041 0.061
3:12 1:04 14.04 0.97 0.024 0.049 0.073
3.5 : 12 16.26 0.96 0.028 0.056 0.084
4:12 1:03 18.43 0.95 0.032 0.063 0.095
5:12 22.62 0.92 0.039 0.077 0.115
Data Besaran Satuan
Panjang 89.7 m
Penetrasi 58 m
Section Area 709.071285 cm2
Modulus El. 210000 MPa
Spec. Weight 78.5 kN/m3
Toe Area 6561.18484 cm2
Perimeter 2.87141569 m
Thickness 25.4 mm
Pile Size 914 mm
Depth Temp Length Wait Time Stroke Efficiency
m m hr m
1 46.9 0 1.25 0.6514
2 46.9 0 1.25 0.6514
3 46.9 0 1.25 0.6514
. . . . .
. . . . .
. . . . .
16 46.9 0 1.25 0.6514
17 62.9 5 1.25 0.6514
18 62.9 0 1.25 0.6514
. . . . .
. . . . .
. . . . .
34 62.9 0 1.25 0.6514
35 76.581 5 1.25 0.6514
36 76.581 0 1.25 0.6514
. . . . .
. . . . .
. . . . .
48 76.581 0 1.25 0.6514
49 89.57 5 1.25 0.6514
50 89.57 0 1.25 0.6514
. . . . .
. . . . .
. . . . .
58 89.57 0 1.25 0.6514
05
10152025303540455055
0 5000 10000 15000
Ked
alam
an (m
)
Ultimate Capacity (kN)
Faktor Shaft 1 Coring Faktor Shaft 1 Plugged
Faktor Shaft 0.9 Coring Faktor Shaft 0.9 Plugged
Faktor Shaft 0.8 Coring Faktor Shaft 0.8 Plugged
Faktor Shaft 0.7 Coring Faktor Shaft 0.7 Plugged
Grafik Daya Dukung Statis
-
11
Pada Gambar 11 diberikan nilai daya dukung tanah untuk
disetiap kondisi plugged atau coring pada setiap kedalaman
dengan variasi shaft resistance. Sesuai dengan gambar 4.1
kondisi plugged memiliki nilai yang lebih besar karena pada
kondisi plugged diasumsikan luasan bidang yang mengenai
tanah adalah luasan alas diameter luar dari tiang pancang. Nilai
daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m
dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN.
Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft
1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN.
3.4.2 Daya Dukung Saat Pemancangan
Dari hasil perhitungan pada bab 3 sub bab 2 maka didapatkan
nilai soil resistance to driving:
Gambar 12 Grafik Daya Dukung Saat Pemancangan
Pada Gambar 12 diberikan nilai daya dukung tanah untuk
disetiap kondisi plugged atau coring pada setiap kedalaman
dengan variasi shaft resistance. Sesuai dengan gambar 4.1
kondisi plugged memiliki nilai yang lebih besar karena pada
kondisi plugged diasumsikan luasan bidang yang mengenai
tanah adalah luasan alas diameter luar dari tiang pancang. Nilai
daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m
dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN.
Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft
1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN.
3.4.3 Blow Count
Setelah dilakukan analisa dengan menggunakan GRLWEAP
2005, maka didapatkan output dari program untuk empat jenis
hammer dan empat jenis shaft factor dengan mempertimbangkan
kondisi plugged dan coring sebagai berikut:
Tabel 22 Tabulasi Blow count untuk shaft resistance 1 (bl/m)
Dari Tabel 22 didapaatkan pada kedalaman 50 51 m untuk
hammer MENCK MRBS 1502 terjadi pile refusal dimana
jumlah pukulan melebihi 300 pukulan per 0.3 meter selama
berturut-turut selama 1.5 meter sehingga hammer MENCK
MRBS 1502 tidak bisa digunakan. Untuk semua hasil output
program, terjadi penurunan nilai terhadap jumlah pukulan
seiring dengan berkurangya faktor shaft resistance. Selain itu
semakin besar nilai rated energy pada hammer semakin kecil
pula jumlah pukulan yg dibutuhkan. Dapat juga disimpulkan
bahwa daya dukung tanah dan kekuatan hammer sangat
mempengaruhi jumlah pukulan hammer.
3.4.4 Driving Strees
Setelah dilakukan analisa dengan menggunakan GRLWEAP
2005, maka didapatkan output dari program untuk empat jenis
hammer dan empat jenis shaft factor dengan mempertimbangkan
kondisi plugged dan coring sesuai gambar 13:
Gambar 13 Grafik Driving Stress dengan Shaft Factor 1
Sesuai dengan API RP-2A WSD 2000, driving stress tidak boleh
melebihi 80-90% dari tegangan luluh, sehingga apabila
diasumsikan batas driving stress pada analisa ini 80% atau 198.4
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
0200040006000800010000
Ked
alam
an (m
)
Soil Resistance to Driving (kN)
Grafik Daya Dukung Saat Pemancangan
Faktor Shaft 1 Plugged Faktor Shaft 0.9 PluggedFaktor Shaft 0.8 Plugged Faktor Shaft 0.7 PluggedFaktor Shaft 1 Coring Faktor Shaft 0.9 CoringFaktor Shaft 0.8 Coring Faktor Shaft 0.7 Coring
Depth MENCK MRBS
1502
MENCK MRBS
3000
MENCK MRBS
4600
MENCK MRBS
6000
m Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged
1 0 0 0 0 0 0 0 0
2 0 0 0 0 0 0 0 0
3 0 13.5 0 0 0 0 0 0
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
47 169.9 477.9 63.3 141.5 35.5 72.1 23.9 42.9
48 178.2 629 66.5 170.8 36.9 85.9 24.9 48.8
49 186.1 858.6 70.7 211.7 38 108.1 25.2 58.6
50 195.1 1238.2 74.1 266.7 39.5 131.5 26 68.8
51 195.4 934.1 74.7 223.8 39.8 112.6 26.1 60.9
52 204 735.3 77.7 191.7 41.3 97.7 26.9 54.4
53 223.7 601 84 167.9 44.3 85.6 28.5 49.2
54 260.3 505.5 95.1 149.6 49.5 76.4 31.2 45.1
55 324.8 437.9 113.2 135.8 57.9 69.6 35.6 41.8
56 406.9 367.8 134.4 120.6 67.6 62.2 40.6 37.9
57 504.4 499.9 157.1 149.7 78.3 75.5 45.9 44.7
58 619.1 701.1 182.4 186.9 89.9 92 51.4 52.7
-
12
MPa maka untuk hammer MENK MRBS 6000 tidak bisa
digunakan. Dari Gambar 13, kenaikan stress berbanding lurus
dengan kenaikan rated energy dari hammer. Selain itu jumlah
tegangan yang terjadi tidak ada kenaikan yang berarti untuk
setiap kedalaman maupun perubahan shaft resistance. Bisa
diambil kesimpulann bahwa faktor tanah baik kedalaman
maupun shaft resistance tidak memberikan pengaruh yang
berarti driving stress.
3.4.5 Waktu Pemancangan
Dari output program untuk empat jenis hammer dan empat jenis
shaft factor dengan mempertimbangkan kondisi plugged dan
coring, maka diperoleh sesuai tabele 2.3:
Tabel 23 Tabulasi driving time untuk shaft resistance 1
Pada Tabel 23 didapatkan terjadi penurunan waktu pemancangan
seiring dengan bertambahnya rated energy pada hammer dan
berkurangnya shaft resistance. Faktor hammer dan tanah sangat
berpengaruh pada jumlah waktu yang dibutuhkan pada proses
pemancangan tiang pancang. Untuk total waktu pemancangan
nilai-nilai pada Tabel 23 harus ditambah dengan total waiting
time yaitu 15 jam atau 900 menit. Dengan total waktu tunggu
900 menit dan akan dipasang empat tiang pancang maka
diperkirakan total waktu yang dibutuhkan paling lama 2364
menit atau 39.4 jam.
3.5 Pemilihan Hammer
Sesuai yang sudah disebutkan pada bab 3 poin 1,
disebutkan bahwa dalam tugas akhir ini ditentukan tiga criteria
dalam pemilihan hammer yaitu: Untuk pile driving stres
tidak boleh melebihi 80-90% yield strength/tegangan luluh
Sesuai dengan pembahasan diatas bisa disimpulkan bahwa untuk
hammer dengan tipe MENCK MRBS 6000 tidak bisa digunakan
karena compression stress melebihi 80% dari tegangan luluh
atau sebesar 198.4 MPa.
Sedangkan untuk kriteria yang kedua yaitu refusal criteria,
disebutkan bahwa dalam pemancangan apabila jumlah pukulan
melebihi 300 blows per 0.3 m berturut-turut selama 1.5 m
penetration, atau melebihi 800 blows per 0.3 m penetration, bisa
dikatakan pula perlu 800 kali pukulan dari hammer hanya agar
pile bisa mencapai 30 cm lebih dalam lagi. Sehingga hammer
untuk tipe MENCK MRBS 1502 tidak bisa digunakan karena
terjadi pile refusal pada kedalaman 50-51 m.
Sehingga hammer yang tersisa adalah hammer dengan tipe
MENCK MRBS 3000 dan MENCK MRBS 4600. Untuk
kriteria efficiency dalam peemilihan hammer dalam proses
pemancangan tiang pancang, dipertimbangkan dua parameter
yaitu efiensi berupa waktu yang dibutuhkan untuk pemancangan
dan biaya yang dibutuhkan juga menjadi faktor yang cukup
penting dalam pemilihan hammer.
Waktu dalam pemancangan sangatlah penting mengingat
lokasi pemancangan yang ada di laut sehingga kondisi
lingkungan pun susah diprediksi sehingga semakin cepat waktu
pemancangan maka semakin kecil resiko kegagalan yang
disebabkan oleh kondisi lingkungan. Selain itu apabila
dihadapkan dengan waktu proyek yang singkat sehingga apabila
diharuskan memilih hammer dengan waktu pemancangan yang
lebih singkat karena banyak faktor, maka dalam tugas akhir ini
direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK
MRBS 4600 dengan selisih 50 menit lebih cepat untuk setiap
pemancangan satu tiang pancang.
Sedangkan dalam hal biaya, merupakan hal yang paling
umum atau sering untuk dipertimbangkan apabila tidak terjadi
sesuatu hal yang mengakibatkan waktu pemancangan menjadi
prioritas utama. Dalam tugas akhir ini biaya sewa hammer
diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy
pada hammer dan dihitung setiap 24 jam. Sehingga
direkomendasikan untuk menggunakan hammer dengan tipe
MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih rendah
Sehingga peralatan pendukung yang digunakan dapat
dilihat pada Tabel 24
Tabel 24 Data Hammer dan Peralatan
Tabel 4.20 Tabulasi driving time untuk shaft resistance 1
Blow
Count
MENCK MRBS
1502
MENCK MRBS
3000
MENCK MRBS
4600
MENCK MRBS
6000 Satuan
Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged
Jumlah total 5246 10981 1956 3321 1143 1852 759 1776 bl/m
30 bl/m 174 366 65 110 38 61 25 59 menit
40 bl/m 131 274 48 83 28 46 18 44 menit
50 bl/m 104 219 39 66 22 37 15 35 menit
60 bl/m 87 183 32 55 19 30 12 29 menit
70 bl/m 74 156 27 47 16 26 10 25 menit
80 bl/m 65 137 24 41 14 23 9 22 menit
90 bl/m 58 122 21 36 12 20 8 19 menit
100 bl/m 52 109 19 33 11 18 7 17 menit
110 bl/m 47 99 17 30 10 16 6 16 menit
120 bl/m 43 91 16 27 9 15 6 14 menit
Data MENCK MRBS Satuan
3000 4600
Type ECH ECH
Ram Weight 294.278 451.274 kN
Rated Energy 441.305 676.56 kJ
Hammer Eff. 67 67 %
Helmet Weight 154.798 265.114 kN
Cushion Material bongosii wood bongosii wood
Cushion Thickness 200 250 mm
Data lebih spesifik sesuai dengan spesifikasi Hammer
-
13
4 . KESIMPULAN DAN SARAN
4.1 Kesimpulan
Dari analisa yang telah dilakukan dapat ditarik kesimpulan sebagai
berikut:
1. Nilai daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor
shaft 1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN. Untuk nilai daya
dukung dinamis (soil resistance to driving) pada kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 untuk kondisi plugged
adalah 4652.899 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58
m dengan faktor shaft 1 pada kondisi coring adalah 4500.578 kN.
2. Hammer yang tidak menyebabkan tiang pancang mengalami keruskan ataupun tidak mengalami pile refusal yaitu hammer
dengan tipe MENCK MRBS 3000 dan MENCK MRBS 4600.
Hammer dengan tipe MENCK MRBS 6000 tidak bisa digunakan karena compression stress melebihi 80% dari
tegangan luluh atau sebesar 198.4 MPa. Sedangkan hammer
untuk tipe MENCK MRBS 1502 tidak bisa digunakan karena terjadi pile refusal pada kedalaman 50-51 m.
3. Peralatan yang efisien dipilih berdasarkan 2 parameter yaitu parameter biaya dan waktu. Untuk parameter waktu
direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK
MRBS 4600 dengan selisih 50 menit lebih cepat untuk setiap pemancangan satu tiang pancang. Sedangkan untuk parameter
biaya direkomendasikan untuk menggunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih
rendah dengan asumsi biaya sewa hammer diasumsikan
berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam. Untuk detail peralatan hammer
MENCK MRBS 3000 menggunakan cushion yang terbuat dari
kayu bongosii dengan ketebalan 200 mm dengan berat helmet 154.798 kN. Sedangkan untuk hammer MENCK MRBS 4600
menggunakan cushion yang terbuat dari kayu bongosii dengan ketebalan 250 mm dengan berat helmet 265.114 kN.
4.2 Saran
Berdasarkan analisa yang telah dilakukan, dapat diberikan saran-
saran sebagai berikut:
1. Untuk efisiensi dalam pemilihan hammer diperlukan analisa lebih lanjut dengan menggunakan data harga sewa untuk
masing-masing hammer.
2. Untuk penelitian lebih lanjut sebaiknya digunakan data lingkungan dimana tiang pancang akan dipasang untuk
mengetahui waktu tunggu yang sesungguhnya sehingga hasil
analisa lebih maksimal.
3. Untuk hasil yang lebih baik bisa digunakan non uniform pile sesuai dengan detail struktur yang ada.
4. Studi yang lebih detil untuk kondisi plugged atau coring pada ujung tiang pancang
5. DAFTAR PUSTAKA
Almanda, R.L., 2008, Analisa Pemancangan Tiang Menggunakan
Software Grlweap Dengan Faktor Reduksi Over Consolidation Ratio
(Ocr,Tugas Akhir, Institut Teknologi Bandung.
American Petroleum Institute (API). 1980. Recommended Practice for
Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms.
API Recommended Practice 2A (RP2A). 11th edition. Washington,
D.C.
American Petroleum Institute (API). 1984. Recommended Practice for
Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms.
API Recommended Practice 2A (RP2A). 19th edition. Washington,
D.C.
American Petroleum Institute (API). 1994. "Standard Method of Testing
Piles Under Axial Compressive Load." Annual Book of API
Standards.
American Petroleum Institute (API). 2000. Recommended Practice for
Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms-
Working Stress Design. API Recommended Practice 2A-WSD
(RP2A-WSD). 21th edition. Washington, D.C.
Benamar, A., 2000, Dynamic pile response using two pile-driving
techniques, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 20 (2000)
243247, Elsevier
Bowles, Joseph E. 1982. Foundation Analysis and Design. Third
Edition. Mc.Graw-Hill Companies, Inc. New York.
Das, Braja M. 1999. Principles of Foundation Engineering. Fourth
Edition. Brooks/Cole Publishing Company. California
Hannigan, P.J., et al, 1996, Design and Construction of Driven Pile
Foundations, U.S DOT Federal Highway Administration Report No.
FWHA-41-96-033
Hussein, M.H. et al, 1989. Dynamic Evaluation Techniques for Offshore
Pile Foundations. Proceedings of the 7th International Symposium on
Offshore Engineering: Rio de Janeiro, Brazil; 287-302.
Hussein, M.H. et al, 2006. Pile Driveability and Bearing Capacity in
High-Rebound Soils. ASCE GEO Congress: Atlanta, Georgia.
Kraft, L.M.,Jr., Stevens, R.F., & Dowland, J.H. 1980. Pile Drivability.
State of the Art ,Review, Research and Development. Report No.
0578-911. McClelland Enggineers
Nahl, B, 1990, A Continuum Method Of Pile Driving Analysis:
Comparison with The Wave Equation Method, Computers and
Geotechnics 0266-352X/91/$03-50, Elsevier
Poulos, H. G. and E. H. Davis. 1980. Pile Foundation Analysis and
Design. John Wiley and Sons, Inc. Canada.
Pile Dynamics, Inc. (PDI) 2005. GRLWEAP Wave equation analysis of
pile driving: Procedures and models. Cleveland, Oh.
Rausche, F., Liang, L., AIIm, R., and Rancman, 0. 2004. Applications and
correlations of the wave equation analysis program GRLWEAP.
Proceedings, 7th International Conference on the Application of
Stress-Wave Theory to Piles. Petaling Jaya. Selangor. Malaysia. pp.
107-123.
Sakr, M., 2007, Wave equation analyses of tapered FRPconcrete piles in
dense sand, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 27 (2007)
166182, Elsevier
Semple, R.M., & Gemeinhardt, J.P. 1981. Stress History Approach to
Analysis of Soil Resistance to Pile Driving. OTC 3969. 13th Annual
OTC. Offshore Technology Conference. Houston.
Skempton, A. W. & Bjerrum, L. 1957. A Contribution to the Settlement
Analysis of Foundations on Clay. Geotechnique. Vol. 7. p. 168-178.
Smith, E.A.L. 1960. Pile Driving Analysis by the Wave Equation.
Journal, Soil Mechanics and Foundation Division. ASCE. Vol. 86.
No. SM4. pp. 35-61.
Stevens et al,. 1982, Evaluating Pile Drivability for Hard Clay, Very
Dense Sand, and Rock, Offshore Tech Conf, OTC4205, Houston
http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=200http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=200http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=200http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=91http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=91