Abstrak—Tsunami adalah bencana alam berupa gelombang air dengan  periode  panjang,  yang  salah  satu  penyebabnya  ialah gempa  bumi  tektonik.  Sebagai  negara  yang  berada  di  antara pertemuan  tiga  lempeng  tektonik;  Indo  –  Australia,  Eurasia, dan  Pasifik,  hal  tersebut  menyebabkan  kawasan  Indonesia rentan  terjadi gempa  bumi  tektonik  hingga  tsunami.  Tsunami destruktif  dapat  memberikan  berbagai  dampak  terhadap apapun  yang  dilaluinya;  baik  infrastruktur  maupun  jiwa penduduk. Sehingga, dibutuhkan suatu bangunan yang mampu menahan gempa bumi hingga tsunami bagi penduduk Indonesia untuk meminimalisir dampak yang tersebut. Bangunan vertikal yang didesain harus memenuhi standar dan kriteria bangunan tahan  tsunami.  Dalam  SNI  1727  –  2020  dan  FEMA  P  –  646, dijelaskan  bahwa  level  kinerja  minimal  suatu  bangunan  yang layak  digunakan  sebagai  bangunan  tahan  tsunami  ialah  pada level  Immediate  Occupancy.  Maka,  dalam  perencanaan penulisan  ini  akan  digunakan  metode  Performance  Based Design (PBD) yang ditunjang dengan analisa non – linier berupa Pushover  Analysis,  guna  mengetahui  level  kinerja  suatu bangunan. Desain bangunan vertikal tahan gempa dan tsunami pada  penulisan  ini  direncanakan  di  Kepulauan  Mentawai, Sumatera  Barat.  Konstruksi  yang  digunakan  ialah  baja bersistem  bracing  eksentris  atau  Eccentrically  Braced  Frames (EBF),  dengan  sistem  sambungan  berupa  Reduced  Beam Section (RBS). Dari hasil analisis dan perhitungan, didapatkan tebal  pelat  lantai  yang  digunakan  adalah  10  cm  serta  9  cm. Untuk profil yang digunakan, yaitu dimensi bracing WF 400 x 400 x 25 x 30, dimensi balok induk WF 800 x 300 x 14 x 26 dan WF 800 x 300 x 14 x 22, dimensi balok link WF 700 x 300 x 15 x 28, dimensi balok anak WF 350 x 250 x 9 x 14, dimensi kolom WF 500 x 500 x 70 80, WF 400 x 400 x 30 x 50 dan WF 400 x 400 x  25  x  30.  Spun  pile  berdiameter  80  cm  digunakan  sebagai pondasi yang dipancang pada kedalaman 18 m serta 20 m.
Kata  Kunci—Eccentrically  Braced  Frames,  Reduced  Beam Section, Tsunami.

## I. PENDAHULUAN
SUNAMI  adalah  gelombang  air  berperiode  panjang (kurun waktu menit hingga jam) yang terjadi disebabkan oleh  beberapa  hal;  erupsi  vulkanik,  longsor  ataupun  gempa bumi  tektonik  di  bawah  laut  [1].  Gelombang  air  tsunami berpotensi  mengakibatkan  bencana  alam  ketika  mulai menyentuh  daratan.  Dikarenakan,  saat  gelombang  air  laut beralih  dari  perairan  dalam  ke  perairan  dangkal,  kecepatan gelombang  air  tsunami  menurun,  namun  ketinggian gelombang air tsunami bertambah (FEMA P–646). Sehingga, kerusakan dari bencana alam yang disebabkan oleh tsunami, diakibatkan oleh beban gelombang air terhadap elemen yang dilaluinya.  Kerusakan  tersebut  dapat  berupa  infrastruktur atau  bahkan  korban  jiwa  [2].  Khususnya  di  Indonesia, tingginya  frekuensi  kejadian  tsunami  akibat  gempa  bumi, disebabkan  oleh  letaknya  yang  berada  pada  pertemuan  tiga lempeng; Indo Australia, Eurasia, dan Pasifik [3].
Gedung  yan  g  tahan  atas  tsunami  harus  didesain  sesuai dengan syarat dan memenuhi faktor keamanan akibat beban yang diberikan oleh gelombang air tsunami. Beberapa beban tersebut  ialah  berupa  beban  impak  puing,  hidrostatik, hidrodinamis, dan beban angkat. Pada ASCE 7–16 dijelaskan bahwa  kriteria  kinerja  bangunan  struktural  tahan  tsunami harus  memenuhi  level Immediate  Occupancy .  Dalam memodelkan  struktur  guna  memenuhi  level  tersebut,  dapat digunakan metode Pushover Analysis .
Dalam  penulisan  ini  akan  direncanakan  desain  bangunan gedung vertikal dengan sistem Eccentrically Braced Frames (EBF)  dan  sambungan Reduced  Beam  Section (RBS)  yang memenuhi kriteria kinerja serta pembebanan tsunami.

## II. TINJAUAN PUSTAKA

## A. Eccentrically Braced Frames (EBF)
Dalam penulisan ini, akan direncanakan bangunan dengan sistem eccentrically  braced  frames (EBF).  Sistem  rangka EBF ialah sistem struktur penahan beban lateral yang terdiri dari  balok,  kolom,  dan  pengaku.  Pengaku  pada  EBF  tidak langsung  bertemu  dengan  perpotongan  balok  dan  kolom. Melainkan,  pengaku  bertemu  pada  balok  dengan  jarak tertentu, dan membentuk elemen link beam.
Sistem  EBF  merupakan  pengembangan  kedua  sistem penahan beban lateral; Moment Resisting Frame (MRF) serta Concentrically Braced Frames (CBF). Sistem MRF memiliki sifat  daktilitas  serta  kapasitas  disipasi  energi  yang  tinggi. Sistem ini mampu menyerap energi  pada sendi plastis yang terdapat  pada  balok,  ketika  struktur  sudah  memenuhi  nilai simpangan antar lantai yang dibutuhkan akibat beban lateral. Di  lain  sisi,  sistem  CBF  ialah  sistem  struktur  yang berpengaku  sehingga  memiliki  kekakuan  elastis  yang  lebih tinggi  jika  dibandingkan  dengan  sistem  MRF.  Dengan demikian,  atas  gabungan  kedua  sistem  tersebut,  EBF  ber

## Studi Perancangan Bangunan Tahan Gempa dan Tsunami di Kepulauan Mentawai, Sumatera Barat
Cavell Aulia Demitha Putri dan Faimun Departemen Teknik Sipil, Institut Teknologi Sepuluh Nopember (ITS)
e-mail : faimun@ce.its.ac.id
T
Gambar 1.  Kinerja seimik bangunan.
karakteristik  sebagai  sistem  struktur  yang  daktail,  memiliki kapasitas disipasi energi, serta kekakuan elastis yang baik [4].
B. Konsep Elemen Link
Dalam  mendesain link ,  terdapat  beberapa  hal  yang  harus dipertimbangkan agar mendapatkan kekuatan struktur sistem EBF yang baik, yaitu: (1) Variabel utama dalam mendesain link pada sistem EBF ialah konfigurasi pengaku, panjang link , serta profil link yang digunakan. (2) Elemen struktur lain di luar  link  seperti  balok,  kolom,  dan  sambungan  harus  lebih kuat daripada link [5]. (3) Pengaku lateral dan stiffner dengan maksud menunjang daktilitas [5].
C. Performance Based Design (PBD)
Performance  based  design (PBD)  adalah  suatu  metode
yang  diterapkan  dalam  penetapan  kinerja  struktur  rencana atas  beban  (dapat  berupa  beban  seismik).  Dengan  limitasi kinerja  yang  ingin  didesain,  metode  ini  dapat  memberikan informasi terkait level kinerja atas gaya seismik desain yang diterima  oleh  struktur  dalam  mengatasi  keadaan  inelastis yang  berada  dibawah  beban  siklik  [6].  Level  kinerja berdasarkan Federal Emergency Management Agency P-646 (FEMA P-646)  ialah seperti pada Gambar 1.
D. Reduced Beam Section
Terjadinya
gempa–tsunami pada Kobe, 1995
menyebabkan  banyaknya  kerusakan  struktur.  Kejadian tersebut menunjukan salah satu penyebab kegagalan struktur terdapat  pada  sambungan  antara  balok  dan  kolom  pada
Gambar 2.  Diagram alir perencanaan tugas akhir.
Gambar 3. Permodelan gedung pada SAP2000.
Gambar 4. Sambungan bracing dan balok non–RBS.
Gambar 5. Sambungan balok RBS ke sumbu mayor kolom.
konstruksi baja.
Dengan  demikian,  banyak  improvisasi  metode  yang ditemukan  dalam  rangka  memperbaiki  dan  menghindari terjadinya kegagalan tersebut.
Salah  satunya  adalah  dengan  membatasi  tegangan  yang terjadi pada sambungan balok dan kolom. Dengan demikian, kegagalan pada sambungan balok dan kolom akan terhindari. Metode  ini  dilakukan  dengan  mereduksi  penampang  balok, yang disebut reduced beam section [8].

## III. METODOLOGI
Alur  perencanaan  tugas  akhir  diperlihatkan  seperti  pada Gambar 2.

## IV. HASIL DAN PEMBAHASAN

## A. Data Perencanaan
Nama bangunan  : Gedung Tahan Gempa dan Tsunami Lokasi bangunan : Kepulauan Mentawai, Sumatera Jumlah lantai    : 12 lantai Level          : +47,3 m Kelas situs      : Tanah lunak (SE) Material struktur : Baja Sistem struktur  : Sistem Rangka Bracing Eksentris Tinggi          : +8,6 m Profil          : Wide Flange (WF) Mutu baja      : BJ 41

## B. Kontrol Permodelan
Perencanaan gedung di m odelkan pada SAP2000 seperti pada Gambar 3. Berdasarkan kalkulasi, didapatkan parameter respons spektrum gempa untuk dianalisis seperti Tabel 1.

## 1) Kontrol Partisipasi Massa
Nilai  partisipassi  massa  harus  memenuhi  seminimalnya ialah  90%  [9].  Hasil  partisipasi  massa  struktur  berdasarkan analisis pada program bantu ialah seperti pada Tabel 2.

## 2) Kontrol Periode Getar Struktur
Nilai Ta ialah sebesar 1,312 s dan Nilai T ialah sebesar 1,837s
𝑇𝑎 =   𝐶 𝑡 ℎ 𝑛 𝑥

## 𝑇 =  𝐶𝑢 𝑇𝑎
Berdasarkan  permodelan,  didapatkan  nilai  Tc  =  1,031. Maka, periode yang digunakan untuk analisa gaya geser dasar dinamik ialah Ta = 1,312 s.

## 3) Kontrol Gaya Geser Dasar
Nilai gaya geser dasar seismik berdasarkan analisis ragam (Vt)  harus  memenuhi  100%  nilai  respon  statik,  V  [9].  Jika nilai Vt lebih kecil daripada nilai V, maka gaya tersebut harus dikalikan sebesar V/Vt.
Tabel 4. Parameter respons spektrum gempa Ss (g) 1,5 S1 (g) 0,6 Fa 0,9 Fv 2,4 SMs (g) 1,35 SM1 (g) 1,44 SDs (g) 0,9 SD1 (g) 0,96 T 0 (s) 0,2 Ts (s) 1,0677 Tabel 5. Partisipasi massa struktur StepNum Period Sum UX Sum UY 5 0.299 0.883 0.888 6 0.262 0.883 0.888 7 0.211 0.883 0.935 8 0.169 0.928 0.935 9 0.151 0.928 0.960 Tabel 6. Simpangan antar lantai gempa X Elevasi (m) U1 (cm) U2 (cm) Drift U1(cm) Drift U2(cm) Drift ijin Kontrol 4,3 0.328 0.148 0.87 0.397 4,3 OK 8,6 0.804 0.349 1.27 0.535 4,3 OK 12,9 1.314 0.569 1.36 0.585 4,3 OK 17,2 1.831 0.797 1.37 0.607 4,3 OK 21,5 2.346 1.018 1.37 0.590 4,3 OK 25,8 2.922 1.295 1.53 0.736 4,3 OK 30,1 3.490 1.564 1.51 0.716 4,3 OK 34,4 4.009 1.815 1.38 0.669 4,3 OK 38,7 4.478 2.062 1.25 0.659 4,3 OK 43 4.859 2.271 1.01 0.556 4,3 OK 47,3 5.148 2.428 0.77 0.419 4,3 OK
Tabel 1. Simpangan antar lantai gempa Y Elevasi (m) U1 (cm) U2 (cm) Drift U1(cm) Drift U2(cm) Drift ijin Kontrol 4,3 0.102 0.503 0.274 1.342 4,3 OK 8,6 0.253 1.181 0.403 1.809 4,3 OK 12,9 0.414 1.923 0.429 1.978 4,3 OK 17,2 0.573 2.692 0.425 2.050 4,3 OK 21,5 0.731 3.439 0.421 1.995 4,3 OK 25,8 0.914 4.372 0.486 2.487 4,3 OK 30,1 1.093 5.279 0.477 2.420 4,3 OK 34,4 1.253 6.126 0.428 2.259 4,3 OK 38,7 1.400 6.962 0.391 2.227 4,3 OK 43 1.513 7.66 0.303 1.879 4,3 OK 47,3 1.591 8.197 0.208 1.415 4,3 OK Tabel 2. Presentase distribusi gaya geser dasar UX (kg) % UY (kg) % SRBE 389.223 53 480.597 65 SRPM 345.693 47 256.096 35 Total 734.916 100 736.693 100 Tabel 3. Penulangan pile cap Tipe Pile Cap Dimensi (mm) Tebal (mm) Jumlah Tiang (buah) Tulangan Tipe 1 4800 x 4800 1500 480.597 D25 - 100 Tipe 2 4800 x 3200 1500 736.693 D25 - 100
Gambar 6. Sambungan balok rbs ke sumbu minor kolom.
Vdinamis ≥ 100% Vstatis
Cs  = 𝑆𝐷𝑠 𝑅 𝐼𝑒
Cs  = 𝑆𝐷1 𝑇( 𝑅 𝐼𝑒 )
Cs  = 0,044 SDs
Maka,  didapatkan  hasil  gaya  geser  dasar  yang  gayanya telah diskalakan sebesar V/Vt sebagai berikut: Arah X Vt dinamik   ≥ 100% V static

## 734.854,94 kg  ≥ 734.108,34 kg (OK)
Arah Y Vt dinamik   ≥ 100% V static 734.858,27 kg    ≥ 734.108,34 kg (OK)
4) Kontrol Sim pangan Antar Lantai
(𝛿 𝑒2 − 𝛿 𝑒1 ) 𝑥  ( 𝐶𝑑 𝐼 )
∆a = 0,01 . h sx
∆𝑖 < ∆a
Berdasarkan  hasil  analisis  permodelan,  didapatkan  nilai simpangan antar lantai seperti pada Tabel 3 dan Tabel 4.
5) Kontrol Sistem Ganda
Gaya  gempa  yang  terjadi  pada  struktur  dengan  system ganda,  harus  dipikul  oleh  SRPM  minimal  sebesar  25%  [9]. Sehingga berdasarkan analisis didapatkan hasil seperti pada Tabel 5.

## C. Analisis Struktur Primer
Contoh  perhitungan  terkait  gaya  dalam  struktur  primer elemen ialah seperti berikut:
1) Bracing
Profil bracing  = WF 400 x 400 x 20 x 35 Kontrol Bracing Tekan: ɸPn  = 0,9 x 1,1 Ry Fcr Ag = 0,9 x 1,1 x 1,5 x 2184,88 x 370,7 = 1.300.341,33 kg Pu  = 217.838,24 kg ɸPn  > Pu (OK!) Kontrol Bracing Tarik: ɸPn  = Ry Fy Ag = 0,9 x 1,5 x 2500 x 370,7
= 1.271.362,5 kg
Pu  = 217.838,24 kg ɸPn  > Pu (OK!)
2) Link
Profil link  = WF 700x 300 x 15 x 28 Cek Pengaruh Aksial: ɸPy  = 0,9 x Ag x Fy = 0,9 x 273,6 x 2500 = 615.600 kg Pu  = 4.933 kg 0,15 x ɸPy = 92.340 > Pu → tidak hitung pengaruh aksial Kontrol Kuat Geser:
Vp  = 0,6 fy (d – 2tf) tw = 0,6 x 2500 x (70,8 – 2 x 28) x 1,5
= 146.700 kg
Karena Vp < 2 Mpx / e, maka: Vn   = Vp  = 146.700 ɸVn = 0,9 x 146.700 = 132.030 kg ≥ Vu = 64.167 kg (OK!) Kontrol Sudut Rotasi Link Karena  nilai  e  <  1,6  (Mp/Vp),  maka  sudut  rotasi  maksimal link ialah 0,08 radian.
γ = 0,00014 rad < γ izin = 0,08 rad (OK!) Jarak Pengaku Link
Gambar 7. Sambungan link dan balok di luar link.
Gambar 8. Sambungan antar kolom.
Gambar 9. Sambungan base plate.
Gambar 10. Hasil analisa pushover analysis.
Digunakan  interpolasi  untuk  mendapatkan  jarak pengaku  maksimum  untuk 𝛾 = 0,00014 rad,  yaitu sebagai berikut:
S  = 0,00014−0,08 0,02−0,08 (638,4  − 308,4) + 308,4
= 747,6 mm Maka, digunakan jarak (S pakai ) antar pengaku 40 mm.

## 3) Balok
Profil balok = WF 800 x 300 x 14 x 26 Kontrol Penampang Tekuk Lokal: ɸMn ≥ Mu   = 0,9 x 19.987.500 kgcm ≥ 6.702.039 kgcm = 18.988.750 kgcm ≥ 6.702.039 kgcm (OK!) Kontrol Penampang Tekuk Lateral:
Lp < Lb < Lr → Bentang Menengah ɸMn ≥ Mu   = 0,9 x 15.436.821 kgcm ≥ 6.702.039 kgcm = 15.436.821 kgcm ≥ 6.702.039 kgcm (OK!) Kontrol Kemampuan Nominal Geser: Vn        = 0,6 x Fy x Aw x Cv = 0,6 x 2500 x (74,8 x 1,4) x 1 = 157.080 kg ɸVn ≥ Vu   = 0,9 x 157.080 kgcm ≥ 23.713 kgcm = 141.372 kgcm ≥ 23.713 kgcm (OK!) Kontrol Interaksi Geser Lentur:
Mu ϕMn + 0,625 ( Vu ϕVn ) ≤ 1,375
6.702.039
13.893.139 + 0,625 ( 23.713
141.372 ) ≤ 1,375

## 0,587 ≤ 1,375 (OK!)
4) Kolom
Profil kolom  = H 500 x 500 x 70 x 80 Kontrol Kuat Tekan Kolom: Pn  = Fcr Ag  = 2.717.407 kg ɸPn  = 0,9 x 2.717.407 = 2.445.666 kg > Pu  = 314.218 kg (OK!) Kontrol Penampang Tekuk Lateral: Lb < Lp → Bentang Pendek ɸMnx  = 0,9 x Zx Fy = 0,9 x 64.500.000 kgcm = 58.050.000 kgcm Mux   = 6.814.347 kgm ɸMnx > Mux (OK!) ɸMny  = 0,9 x Zy Fy
= 0,9 x 28.500.000 kgcm = 25.650.000 kgcm Muy   = 3.591.434 kgm ɸMny > Muy (OK!) Kontrol Kemampuan Nominal Geser: Vn        = 0,6 x Fy x Aw x Cv = 0,6 x 2500 x (45,2 x 7) x 1 = 474.600 kg ɸVn ≥ Vu   = 0,9 x 474.600 kgcm ≥ 23.805 kgcm = 427.140 kgcm ≥ 23.805 kgcm (OK!) Kekuatan Lentur Orde Kedua:
𝛽1 = 1 𝛽 2 = 1,04 Mrx = 71.289 kgm Mry = 52.205 kgm Prx  = 518.892 kg Pry  = 622.043 kg Kontrol Interaksi Geser Lentur:
𝑃𝑟
𝑃𝑐 = 622.043 2.445.666 = 0,25 > 0,2
Sehingga,  unttuk  Pr/Pc  >  0,2  persamaan  interaksi  yang digunakan adalah:
𝑃𝑟 𝑃𝑐 + 8 9 ( 𝑀𝑟𝑥 𝑀𝑐𝑥 + 𝑀𝑟𝑦 𝑀𝑐𝑦 ) < 1 622.043 2.445.666 + 8 9 ( 71.289 580.500 + 52.205 265.500 ) < 1 0,544 < 1   (OK!)

## D. Perencanaan Sambungan
Perencanaan  sambungan  menggunakan  baut  mutu  tinggi A325 dan A490. Dalam perhitungannya, desain sambungan yang tahan akan gempa direncanakan untuk mampu menahan seluruh kapasitas profil yang disambung [7].

## 1) Sambungan Bracing
Dipasang  baut  tipe  friksi  M27  dengan  mutu  A490  pada badan bracing dengan tebal pelat 20 mm. µ      = 0,3 (permukaan bersih) Du    = 1,13 Hf    = 1 (factor pengisi) Tb    = 334 kN (untuk M27, J3.1M) Ns    = 2 (jumlah bidang geser) ɸ      = 1 (lubang standard) ϕRn = ϕ x μ x Du x hf x Tb x ns = 1 x 0,3 x 1,13 1 x 1 x 334 x 2 = 226,452 kN = 22.872 kg
Jumlah baut minimum yang dipasang ialah sebagai berikut Pu    = 179.000 (Pu badan) ϕRn = 22.872 kg n      = Pu / ɸRn = 7,83
Maka digunakan baut 8M27 pada badan bracing. Kontrol Jarak Baut. Dipasang baut tipe friksi M36 dengan mutu A490 pada sayap bracing dengan tebal pelat 30 mm.
ϕRn = ϕ x μ x Du x hf x Tb x ns = 1 x 0,3 x 1,13 1 x 1 x 595 x 2 = 403.41 kN = 40.744,4 kg Jumlah baut minimum yang dipasang ialah sebagai berikut Pu    = 712.250 (Pu sayap) ϕRn = 40.744 kg n      = Pu / ɸRn = 17,2
Maka digunakan baut 24M36 pada sayap bracing dengan masing  –  masing  sayap  dipasang  sebanyak  12  buah  baut. Perhitungan Kontrol Kuat Pelat. Diambil contoh perhitungan pada pelat sayap, dengan tebal pelat Putus bidang geser ɸ Rn = 0,6 fu x Anv = 0,6 x 4100 x 192,6 = 192,6 kg Putus bidang Tarik ɸ Rn = 0,6 fu x Ant = 0,6 x 4100 x 18,6 = 76.260 kg Putus bidang geser > Putus bidang Tarik, sehingga: Rn  = 0,6 Fu Anv + Ubs Fy Agt = 0,6 x 4100 x 192,6 + 1 x 2500 x 24
= 531.396 kg
Karena terdapat 2 pelat, maka ɸ = 0,75 (DFBK) ɸ Rn = 0,75 x 531.396 x 2 = 797.094 kg
Pu  = 712.250 kg ɸ Rn > Pu (OK!)

## 2) Sambungan Balok Non - RBS
Dipasang  baut  mutu  A325  M30  tipe  friksi  pada  badan balok, dengan tebal pelat 12 mm (kanan dan kiri). ɸ Rn   = 22.323,8 kg Jumlah baut minimum pada badan
𝑛 =   √ 6𝑀𝑢 𝜇𝑅𝑢 =   √ (6 𝑥 16.348,8) 0,1 𝑥 21.430,9 =  6,76 𝑏𝑢𝑎ℎ
Sehigga  digunakan baut  12M30  dalam  2 baris.  Dipasang baut  mutu  A325  M24  tipe  friksi  pada  sayap  balok,  dengan tebal pelat 28 mm.
ϕRn = 7.086,41 kg Jumlah baut minimum pada sayap Tu sayap  = 55.966 kg
𝑛 = 𝑇𝑢 𝑠𝑎𝑦𝑎𝑝 𝜙𝑅𝑛 = 55.966 𝑘𝑔 7.086,41 𝑘𝑔 =  7,89
Maka, digunakan baut 8M24.
Sehingga, sambungan bracing serta balok non – RBS ialah seperti pada Gambar 4.

## 3) Sambungan Balok RBS ke Sumbu Mayor Kolom
Direncanakan  baut  tipe  tumpu  mutu  A325  M30  dengan tebal pelat penyambung 10 mm. Kuat Tumpu Baut: Rn    = 1,2 𝑙𝑐 𝑡𝑝 𝐹𝑢 ≤ 2,4 𝑑 𝑡 𝐹𝑢 = 1,2 x 34,25 x 10 x 4100 ≤ 2,4 x 30 x 10 x 4100 = 16.851 kg ≤ 29.520 kg ɸ = 0,75 (DFBK) ɸ Rn   = 0,75 x 16.851 kg
= 12.638 kg Jumlah Minimum Baut Vu kapasitas balok RBS = 65.590,2 kg n                    = Vu/ ɸ Rn = 5,19 Sehingga, digunakan baut A325 6M30.
Ilustrasi  terkait  sambungan  balok  RBS  ke  sumbu  mayor kolom seperti pada Gambar 5.

## 4) Sambungan Balok RBS ke Sumbu Minor Kolom
Direncanakan  baut  tipe  tumpu  mutu  A325  M24  dengan tebal pelat penyambung 14 mm.
Kuat Tumpu Baut:
Rn      = 1,2 𝑙𝑐 𝑡𝑝 𝐹𝑢 ≤ 2,4 𝑑 𝑡 𝐹𝑢 = 1,2 x 47,25 x 14 x 4100 ≤ 2,4 x 24 x 14 x 4100 = 32.545 kg ≤ 33.062 kg ɸ = 0,75 (DFBK) ɸ Rn     = 0,75 x 32.545 kg
= 24.409 kg Jumlah Minimum Baut Vu kapasitas balok RBS = 65.590,2 kg n                    = Vu/ ɸ Rn = 4,23 Sehingga, digunakan baut A325 5M24. Ilustrasi sambungan balok RBS ke sumbu mayor kolom seperti pada Gambar 6.
5) Sambungan Link dan Balok di Luar Link
Digunakan baut tipe tumpu mutu A490 M30 dengan tebal pelat 20 mm.
Vu  = 242.055 kg Kuat Tumpu Baut:
Rn    = 1,2 𝑙𝑐 𝑡𝑝 𝐹𝑢 ≤ 2,4 𝑑 𝑡 𝐹𝑢 = 1,2 x 78,25 x 20 x 4100 ≤ 2,4 x 30 x 20 x 4100 = 76.998 kg ≤ 61.992 kg ɸ Rn   = 0,75 x 61.992 kg = 46.494 kg Jumlah Baut Minimum Pu    = 242.055 kg ɸ Rn = 46.494 kg n      = Pu ϕRn = 242.055 46.494 = 7,8
Sehingga, digunakan baut A490 10M30.
Kontrol Momen ɸ        = 0,75 Abn     = 0,75 Ab= 0,75 x (0,25 x π x 3 2 ) = 5,3 cm 2 Td ulir = ɸFnt Abn = 0,75 x 10.350 x 5,3 = 41.152,4 kg Mu      = Vu x t pelat = 242.055 x 2 = 48.411 kgcm Mencari  garis  netral  (dengan  asumsi  awal  titik  putar momen berada di baut paling bawah)
Fy a b  = ∑𝑇
a      = ∑𝑇 𝑏 𝑥 𝑓𝑦
= ∑𝑇 𝑏 𝑥 𝑓𝑦 , b adalah bf
= 10 𝑥 41.152,4 40 𝑥 2500 (terdapat 10 baut)
= 5,4 cm Dengan demikian, dapat disimpulkan bahwa asumsi awal jika garis netral berada di bawah baut terbawah ialah benar.
ɸMn   = 0,9 𝑓𝑦 𝑥 𝑎2𝑥 𝑏 2 + ∑𝑇𝑑 = 0,9 𝑥 2500 𝑥 6,00142𝑥 40 2 + (1 𝑥 41.152,4) 𝑥 ((6,6 − 6,0014) +
(19,6 − 6,0014) + (32,6 − 6,0014) + (45,6 − 6,0014) + (58,6 − 6,0014))
ɸMn   = 6.594.941 kgcm > Mu   = 484.110 kgcm (OK!) Ilustrasi  terkait  sambungan  balok  RBS  ke  sumbu  mayor kolom seperti pada Gambar 7.

## 6) Sambungan Kolom
Sambungan  antar  kolom  menggunakan  baut  A490  M30 dan pelat tebal 80 mm pada sayap, serta M36 dan tebal pelat 70  mm  pada  badan.  Dengan  perhitungan  penggunaan  baut friksi  yang  sama,  maka  didapatkan  ilustrasi  sambungan kolom  H  500  x  500  x 70  x 80  dan  H  400  x  400  x 30  x 50 seperti pada Gambar 8.
7) Sambungan Base Plate
B = 1100 mm = 110 cm H = 1100 mm = 110 cm tp = 50 mm = 5 cm Direncanakan baut tipe tumpu A490 M36.
Rn    = 1,2 𝑙𝑐 𝑡𝑝 𝐹𝑢 ≤ 2,4 𝑑 𝑡 𝐹𝑢 = 1,2 x 4,25 x 50 x 4100 ≤ 2,4 x 36 x 50 x 4100 = 101.475 kg ≤ 177.120 kg ɸ = 0,75 (DFBK) ɸ Rn   = 0,75 x 101.475 kg = 76.106 kg Jumlah Baut Pu    = Pu SAP2000 + Vu kapasitas kolom = 1.393.499,57
n      = 𝑃𝑢 𝜙𝑅𝑛 = 1.393.499,57 44.201 = 31,53
Digunakan  angkur  32M36  yang  disusun  2  baris  pada keempat sisi base plate dengan panjang penanaman 1800 mm. Ilustrasi terkait sambungan baseplate ialah seperti pada pada Gambar 9.

## E. Perencanaan Pondasi

## 1) Perencanaan Spun Pile
Pondasi  dalam  yang direncanakan  ialah berupa  spun  pile dengan diameter 80 cm yang terdiri dari dua tipe pilecap;
Tipe 1  = Jumlah pile 9, dipancang pada kedalaman 20 m Tipe 2  = Jumlah pile 6, dipancang pada kedalaman 18 m Perhitungan  daya  dukung  tanah  menggunakan  metode Terzaghi Bazaraa, dengan mengkalikannya dengan resistance factor sebesat 0,3 untuk SPT method.

## 2) Perencanaan Pile Cap
Perencanaan penulangan pilecap berdasarkan momen yang terjadi di sekeliling kolom yang dimodelkan pada SAP2000. Berdasarkan  analisis  dan  kalkulasi,  didapatkan  hasil perencanaan pile cap seperti pada Tabel 6.

## 3) Perencanaan Sloof
Berdasarkan  perhitungan  didapatkan  profil  sloof  sebagai berikut:
Dimensi sloof (mm)    = 400 x 600 Tulangan longitudinal = 8D22 mm Tulangan transversal  = D10 – 250 mm

## F. Pushover Analysis
Persyaratan  kinerja  struktur  bangunan  yang  mampu menahan  tsunami  ialah  pada  level Immediate  Occupancy . Dengan  menggunakan  analisa  dengan pushover, kinerja struktur bangunan dapat dianalisa.
Pushover dilakukan  dengan  memodelkan  struktur  secara non-linear,  dan  mendefiisikan hinge pada  elemen  struktur. Hasil  analisa  menunjukkan  bahwa  struktur  masih  dalam keadaan immediate occupancy, berdasarkan batas displacement dengan referensi ATC (Gambar 10) [10]. Batas displacement IO   = 0,01 H
= 0,01 x 47300
= 473 mm
Target displacement X  = 99,4 mm < Batas (OK) Target displacement Y  = 120,88 mm < Batas (OK)
Sehingga,  perencanaan  bangunan  yang  tahan  tsunami sudah sesuai dengan yang telah disyaratkan.

## V. KESIMPULAN/RINGKASAN
Berdasarkan  hasil  analisis  serta  kalkulasi,  dapat  diambil kesimpulan  sebagai  berikut:  (1)  Hasil  analisa  SAP200  V22 pada permodelan telah memenuhi kontrol Partisipasi Massa,
Kontrol Periode Getar Sruktur, Kontrol Nilai Akhir Respons Spektrum,  Kontrol  Simpangan  Antar  Lantai,  &  Kontrol Sistem  Ganda.  (2)  Hasil  Perencanaan  Struktur  Primer.  (a) Balok Induk (Lantai 1 – 6 = BJ – 41 WF 800 x 300 x 14 x 26, Lantai 7 – 12 = BJ – 41 WF 800 x 300 x 14 x 22. (b) Kolom (Lantai 1 – 5  = BJ – 41 WF 500 x 500 x 70 x 80, Lantai 6 – 8  = BJ – 41 WF 400 x 400 x 30 x 50, Lantai 9 – 11  =  BJ  – 41 WF 400 x 400 x 25 x 30). (3) Link direncanakan dengan link pendek ( short link) dengan profil WF 700 x 300 x 15 x 28, karena didesain untuk lebih lemah dari balok di luar link. (4) Pengaku ( bracing ) menggunakan profil WF 400 x 400 x 25  x  30.  (5)  Perencanaan  Struktur  Bawah,  pondasi menggunakan  tiang  pancang  (spun  pile)  dari  PT.  WIKA (Wjijaya  Karya)  Beton,  dengan  diameter  800  mm  kelas  C untuk  kedua  tipe  pondasi.  Pondasi  tipe  1  dipancang  pada kedalaman 20 m,  pondasi tipe 2 dipancang pada kedalaman 18  m.  Penulangan  poer  menggunakan  D25  –  100  mm pada arah X dan Y untuk tipe pondasi 1 dan 2. Pushover analysis sudah memenuhi target dengan level kinerja bangunan, yaitu Immediate Occupancy, dengan deformasi 99 mm pada arah X, serta 120 mm apda arah Y .

## DAFTAR PUSTAKA
[1]  B. E. Larsen, D. R. Fuhrman, C. Baykal, and B. M. Sumer, “Tsunami- induced  scour around  monopile  foundations,” Coast.  Eng. ,  vol.  129, no. January, pp. 36–49, 2017, doi: 10.1016/j.coastaleng.2017.08.002.
[2]  S.  Karafagka,  S.  Fotopoulou,  and  K.  Pitilakis,  “Analytical  tsunami fragility  curves  for  seaport  RC  buildings  and  steel  light  frame warehouses,” Soil  Dyn.  Earthq.  Eng. ,  vol.  112,  no.  September  2017, pp. 118–137, 2018, doi: 10.1016/j.soildyn.2018.04.037.
[3]  L.  A.  Nugraha,  Supardi,  and  A.  Supriyadi,  “Evaluasi  kekuatan  dan detailing tulangan kolom beton bertulang sesuai SNI 2847 : 2013 dan SNI 1726 : 2012 (Studi kasus: Hotel 10 lantai di Semarang),” e-Jurnal
Matriks Tek. Sipil , vol. 2012, no. September, pp. 887–894, 2017.
[4]  S. Kazemzadeh Azad and C. Topkaya, “A review of research on steel eccentrically braced frames,” J. Constr. Steel Res. , vol. 128, pp. 53–73, 2017, doi: 10.1016/j.jcsr.2016.07.032.
[5]  E.  P.  Popov  and  M.  D.  Engelhardt,  “Seismic  eccentrically  braced frames,” Struct.  Des.  Tall  Build. ,  vol.  2, no. 1,  pp. 53–74, 1993, doi: 10.1002/tal.4320020105.
[6]  M. Zameeruddin and K. K. Sangle, “Review on Recent developments in  the  performance-based  seismic  design  of  reinforced  concrete structures,” Structures , vol. 6, pp. 119–133,  2016,  doi: 10.1016/j.istruc.2016.03.001.
[7]  Federal  Emergency  Management  Agency  P-646,  “Guidelines  for design of structures for vertical evacuation from tsunamis,” Jetty Ecn Purdue Edu , p. 176, 2019.
[8]  H.  Qiao,  Y.  Chen,  J.  Wang,  and  C.  Chen,  “Experimental  study  on beam-to-column  connections  with  reduced  beam  section  against progressive collapse,” J. Constr. Steel Res. , vol. 175, p. 106358, 2020, doi: 10.1016/j.jcsr.2020.106358.
[9]  Badan  Standardisasi  Nasional, Tata  Cara  Perencanaan  Ketahanan Gempa  untuk  Struktur  Bangunan  Gedung  dan  Non-Gedung  (SNI 1726:2019 ) , 1st ed. Jakarta: Badan Standardisasi Nasional, 2019.
[10]  A.  Atc,  “40,  Seismic  evaluation  and  retrofit  of  concrete  buildings,” Appl. Technol. Counc. , vol. 1, p. 334, 1996.