## Jurnal Aplikasi Teknik Sipil
ISSN.1907-753X

## Kekuatan Momen Penampang Komposit Girder I

## Sungkono
Program Studi Diploma Teknik Sipil FTSP ITS Email: sungkonokarsidi@yahoo.com

## Abstract
Behavior of composite parts simple or continuous beam in the development of knowledge has been widely publicized. Wittry (1983) has become an important part of the specification RSNI (Indonesian National  Standard  Plan)  T-03-2005,  refer  to  the  BMS-1992  and  AASHTO  (1994).  Design  of Composite  steel  and  concrete  bridge  which  refers  to  the  specification,  requiring  a  new  alternative. Issues, there were constraints on The specification RSNI T-03-2005 that limit the use of the types of high-strength  steel  melting  in  the  construction  of  bridge  construction.  Methods  JY  Aaron  were reviewed,  it  has  been  developed  by  Yakel  AJ  and  Azizinami  A  and  proposed  to  be  used  in  the specification AASTHO. The result show nominal moment is calculated with the method proposed JY Aaron larger than 1994 or RSNI methods of AASHTO T-03-2005, so it can be said that the method AASTHO (1994) is more conservative than the method proposed by Aaron JY (2005). Ductility ratio Hp  /  H  'from  AASHTO  greater  than  Aaron  methods  JY,  1.36>  1.105.  For  structural  steel  A709 Quality 345, it shown from the different uses of ductility modification factor of 0.7 / 7.5 = 0.09 for AASTHO (1994) and a 1 / 8.7 = 0.11 for the proposed method. Therefore, it would affect the value of strong nominal moment. Torque force reduction factor = ( 𝐻 _ 𝑝 - 𝐻 ') / (10 𝐻 _ 𝑝 -5 𝐻 ') "; 1 ≤ Hp / H '≤ 5;" r value range is 0% to 9%.
Keywords: strength moments, composite beam, girder bridge.

## Abstrak
Perilaku bagian komposit balok sederhana maupun menerus dalam perkembangan pengetahuan telah  banyak  dipublikasikan.  Publikasi  oleh  Wittry  (1983)  telah  menjadi  bagian  penting  dalam spesifikasi  RSNI  (Rencana  Standar  Nasional  Indonesia)  T-03-2005,  mengacu  pada  BMS-1992 dan  AASHTO  (1994).  Perencanaan  jembatan  komposit  baja  beton  yang  mengacu  pada spesifikasi tersebut,  membutuhkan Alternatif baru. Permasalahan, pada spesifikasi RSNI T-03- 2005 mengandung kendala yang membatasi pemakaian jenis-jenis baja berkekuatan leleh tinggi dalam  pembangunan  konstruksi  jembatan.  Metode  usulan  Aaron  JY  yang  ditinjau,  telah dikembangkan  oleh  Yakel  AJ  dan  Azizinami  A  dan  diusulkan  untuk  digunakan  dalam spesifikasi AASTHO. Hasil studi ini menunjukkan bahwa momen nominal yang dihitung dengan metode  usulan  Aaron  JY  lebih  besar  daripada  metode  AASHTO  1994  atau  RSNI  T-03-2005, sehingga  bisa  dikatakan  bahwa  metode  AASTHO  (1994)  lebih  konservatif  dari  metode  yang diusulkan  oleh  Aaron  JY  (2005).  Rasio  daktilitas  Hp/H'  dari  AASHTO  lebih  besar  daripada metode  Aaron  JY,  1,36  >  1,105.  Untuk  baja  struktural  A709  Mutu  345,  ini  bisa  dilihat  dari perbedaan  penggunaan  faktor  modifikasi  daktilitas  yaitu  0,7/7,5  =  0,09  untuk  AASTHO  (1994) dan 1/8,7 = 0,11 untuk  metode usulan. Oleh  karena itu,  akan  mempengaruhi  nilai  kuat  momen nominal. Faktor reduksi kekuatan momen=( 𝐻 _ 𝑝 − 𝐻 ′)/(10 𝐻 _ 𝑝 −5 𝐻 ′)  ";1 ≤ Hp /H′ ≤ 5;"  rentang nilai r adalah 0% sampai dengan 9%.
Kata kunci: kekuatan momen, balok komposit, jembatan girder.

## 1. Pendahuluan
Struktur  geologi  tanah  Propinsi  Jawa Perkembangan  pengetahuan  mengenai perilaku  bagian-bagian  komposit  suatu balok  sederhana  maupun  balok  mene- rus  telah  tersedia  dalam  berbagai  tuli- san  yang  dimuat  dalam  publikasi ilmiah.  Salah  satu  publikasi  ilmiah, hasil karya Wittry (1993) telah menjadi bagian penting dalam spesifikasi RSNI (Rencana  Standar  Nasional  Indonesia)
T-03-2005. Konsep RSNI ini mengacu pada BMS-1992 dan AASHTO (1994). Dalam perencanaan jembatan komposit baja beton  yang mengacu pada spesifi- kasi  RSNI  T-03-2005  “Perencanaan Stuktur  Baja  untuk  Jembatan”,  ini membutuhkan  suatu  penyegaran  dan penyesuaian  pada  bagian-bagian  yang termaktub dalam spesifikasi. Untuk itu harus  mengikuti  perkembangan  penge- tahuan dan penelitian baru. Pada spesi-
Jurnal Aplikasi Teknik Sipil

## ISSN.1907-753X
fikasi  RSNI  T-03-2005  mengandung kendala  yang  membatasi  pemakaian jenis-jenis  baja berkekuatan leleh ting- gi dalam pembangunan konstruksi jem- batan.  Keterbatasan  ini  berkenaan  de- ngan  kekuatan  lentur  dan  daktilitas balok komposit berkekuatan leleh lebih dari  345  MPa,  misalnya  jenis  baja  BJ 55.

## 2. Metodologi
Pelat beton yang dipasang di atas balok baja  telah  banyak  digunakan  dalam jembatan  komposit  baja  beton.  Agar pasti  menjadi  berperilaku  liat  (daktil), komponen-komponen  komposit  harus diberi  ukuran  sedemikian  rupa,  hingga bisa dijamin pelelehan baja yang cukup memadai  pada  komponen  penampang yang  mengalami  tegangan  tarik  sebe- lum beton mulai hancur. Ketentuan dan syarat  penjaminan  jenis  perilaku  ini menjadi  tujuan  dari  persyaratan-per- syaratan dalam Spesifikasi RSNI T-03- 2005.  Perencanaan  balok  komposit yang menggunakan jenis baja kekuatan tinggi  membuat  penampang  yang punya kapasitas pikul beban lebih baik tanpa  menambah  ukuran  komponen- komponen struktur. Jadi, semakin ting- gi  kekuatan  baja,  ini  harus  diimbangi juga dengan kekuatan pelat beton yang memadai,  karena  kemungkinan  besar beton  akan  menjadi  hancur  sebelum komponen-komponen  baja  mengalami tegangan  tarik  dan  regangan  yang cukup agar memastikan berperilaku liat dalam komponen-komponen komposit.
Kapasitas  momen  lentur  penampang komposit menurut analisis plastis harus diperhitungkan  pada  saat  kejadian  pe- lengkungan yang sangat besar pada ba- lok.  Akibatnya  tegangan-tegangan  te- kan  dalam  penampang  beton  akan menjadi  seragam  sebesar  0,85xfc', dimana  fc'  adalah  kuat  tekan  beton pada  umur  28  hari  (lihat  Gambar  1a),
dan  seluruh  penampang  baja  menjadi leleh  baik  tegangan-tegangan  tekan ataupun  tarik,  bergantung  pada  letak sumbu  netral.  Penampang  beton  yang mengalami  tegangan  tarik  biasanya diabaikan. Penyebaran tegangan berke- naan  dengan  momen  plastis  sederhana digambarkan pada gambar 1b.
(a) (b)
Gambar 1. (a) Sebaran regangan tegangan dalam  beton;  (b)  Sebaran  regangan  tega- ngan dalam penampang komposit
Model analisis plastis ini hanya berlaku pada penampang-penampang baja yang cukup  kompak  dan  diberi  penahan kesamping  secara  baik,  dikarenakan dalam pusat elastis penampang memili- ki  regangan  hampir  nol.  Kekurangan pelelehan  bahan  dalam  pusat  elastis penampang  atau  dekat  sekitar  sumbu netral  akan  mengakibatkan  penurunan kekuatan  lentur  yang  akan  diimbangi oleh  pengerasan  regangan,  dalam  jum- lah  kecil,  yang  terjadi  di  serat  bawah tepi  penampang.  Pengerasan  regangan ini diijinkan terjadi sebab dijamin oleh persyaratan  kekompakan  dan  pengeka- ngan,  jadi  ini  mungkin  akan  diperoleh pelengkungan balok yang besar.

## Jurnal Aplikasi Teknik Sipil ISSN.1907-753X
Kehancuran  beton  dapat  membatasi pelengkungan  balok  komposit  yang mungkin  bisa  terjadi,  maka  ini  akan menjadi  kendala  hingga  tidak  terpenu- hinya asumsi analisis penampang yang mengharuskan  terjadi  pelengkung-an balok  yang  sangat  besar.  Pada  umum- nya  bila  sumbu  netral  semakin  dekat pada  sayap  tarik  dengan  ketinggi-an penampang  total  yang  diketahui,  maka regangan  sayap  tarik  maksimum  yang diperoleh akan semakin rendah. Hal ini membatasi  pengerasan  regangan  yang dapat  disediakan  untuk  membantu mengatasi kekuatan yang kurang akibat pelelehan  bahan  dekat  sumbu  netral yang  semakin  mengecil,  sehingga momen  ultimit  lebih  rendah  daripada M p teoritis yang dihitung.
Dengan  memperhatikan  penyebaran regangan  tegangan  yang  ditunjukkan pada  Gambar  1,  tampak  berbeda  dari apa  yang  diasumsikan  dalam  perenca- naan beton bertulang, seperti termaktub dalam  SNI  03-2847-2002,  Tata  Cara Perhitungan  Struktur  Beton  untuk Bangunan  Gedung  dimana  tinggi  blok tegangan  tekan  persegi  ekivalen  beban diambil  sebagai  faktor β 1 dikalikan dengan  kedalaman  sumbu netral.
Ketentuan-ketentuan  dalam  spesifikasi RSNI T-03-2005 yang mengatur perhitungan M p pada  bagian-  bagian komposit memerlukan penerapan metode  yang  sama  dengan  yang tercantum  dalam  SNI  03-2847-2002 dan  SNI  T-12-2004  ,  yang  selanjutnya akan disebut metode PBB (Perhitungan Beton  Bertulang).    Namun,  pada  pasal 8.3  dari  RSNI  T-03-2005,  yang menyediakan persamaan-persamaan untuk  menghitung M p ,  memanfaatkan pendekatan  yang  dijelaskan  sebelum- nya,  seperti  yang  digambarkan  dalam Gambar 1. Metode ini selanjutnya akan disebut  sebagai  metode  sederhana. Untuk  penampang-penampang  yang
sumbu  netralnya,  sebagaimana  yang dicari  kedudukannya  dengan  metode SNI  03-2847-2002,  terletak  jatuh dalam  dek,  momen  yang  diprediksi dari  dua  metode  itu  adalah  sama. Walaupun  begitu,  letak  sumbu  netral berlainan  dengan  faktor  blok  tegangan β 1 ,  yang  digunakan  dalam  metode PBB,  berkisar  antara  dari  0,85  untuk kekuatan  beton  di  bawah  30  MPa sampai  dengan  0,65  untuk  kekuatan beton  lebih  dari  55  MPa.  Untuk bagian-bagian  dengan  seluruh  penam- pang pelat lantai beton dalam tegangan tekan,  kedua  metode  tersebut  sependa- pat  mengenai  momen  plastis  maupun letak  sumbu  netral.  Bagian-bagian  lain yang  tersisa  merupakan  peralihan antara  dua  kondisi  ekstrim.  Dalam semua  kasus,  nilai  momen  plastis serupa,  atau  berbeda  dalam  beberapa persen,  baik  menggunakan  masing- masing  metode.  Namun,  letak  sumbu netral  dapat  berbeda  sebanyak  35% untuk  beton  mutu  tinggi.  Fakta  ini mengakibatkan pemilihan metode untuk  mencari  letak  sumbu  netral sangat  penting,  karena  ketentuan- ketentuan  perencanaan  yang  aman mengupayakan  menemukan  hubungan antara  kekuatan  dengan  kedalaman sumbu netral.
Kedua  metode,  metode  PBB  dan metode  sederhana,  telah  digunakan dalam  penelitian  tentang  posisi  sumbu netral  di  waktu  yang  lalu.  Ansourian (1982),  sudah  mengembangkan  para- meter  daktilitas,  sebagaimana  yang akan  segera  dibahas,  menggunakan metode PBB, sedangkan Wittry (1993), telah membuat modifikasi untuk parameter  daktilitas  Ansourian  ini, menggunakan metode sederhana dalam menggambarkan posisi sumbu netral.
Meskipun daktilitas dan momen ultimit suatu  penampang  bisa  diperoleh  dari
Jurnal Aplikasi Teknik Sipil ISSN.1907-753X
hubungan  momen  kelengkungan  pe- nampang,  analisis  ini  tidak  dilakukan dalam  situasi  perencanaan.  Rotter  dan Ansourian  (1979)  mengembangkan suatu  kriteria  untuk  menjamin  dakti- litas penampang tanpa melakukan ana- lisis  kelengkungan  momen.  Dasar  kri- teria itu bahwa baja harus mulai timbul pengerasan  regangan  sebelum  beton hancur. Kriteria itu berasal dari penga- sumsian sebuah regangan hancur beton ( ε u )  0,003  mm/mm  dan  sebuah  penge- rasan  regangan  baja  ( ε sh )  0,012 mm/mm  pada  serat  bawah  sayap  tarik.
Dengan menggunakan penyebaran regangan  ditunjukkan  pada  Gambar  2, kedalaman  sumbu  netral  minimal ( H Min )  diperlukan  untuk  mengembang- kan  pengerasan  regangan  dapat  dipe- roleh dengan menggunakan:
dimana H t =  tinggi  penampang  total dari  serat  atas  beton  sampai  serat bawah baja.
Gambar 2. Asumsi sebaran regangan
Ansourian (1982) mendefinisikan para- meter  daktilitas  untuk  balok  komposit sebagai  batas  rasio  untuk  kedalaman sumbu  netral, H Min ,  seperti  yang didefinisikan  sebelumnya,  terhadap kedalaman  sumbu  netral  yang  sebe- narnya pada saat runtuh, H p . Berdasar- kan  hasil  tes  empat  balok  skala  penuh dan  studi  numerik  yang  menyertainya, Ansourian menetapkan bahwa parame- ter daktilitas adalah indikator yang baik untuk  daktilitas  penampang.  Selanjut-
nya,  berdasarkan  analisis  numerik, ditetapkan  bahwa  parameter  daktilitas minimum  1,4  akan  memberikan  dakti- litas  yang  cukup  untuk  mendapatkan beban  runtuh  plastis  pada  kombinasi- kombinasi  terburuk  dari  bentang  dan pembebanan. Kesimpulan ini tercermin dalam  spesifikasi  RSNI  T-03-2005 definisi H* [lihat  Persamaan.  (2)], adalah H Min dibagi  dengan  1,5.  Nilai 1,4 telah dibulatkan menjadi 1,5 dalam spesifikasi RSNI T-03-2005:
Ketentuan  daktilitas  yang  ada  pada spesifikasi  RSNI  T-03-2005  untuk balok  jenis  baja  BJ  34,  BJ  37,  BJ  41, BJ  50,  BJ  55  berdasarkan  pada  hasil karya  Wittry  (1993)  di  Universitas Texas,  Austin.  Wittry  menggunakan karya  Ansourian  sebagai  landasan  dan menyelidiki  efek  dari  sifat  material pada hasil-hasilnya.
Wittry  telah  menyelidiki  berbagai macam  rasio  daktilitas  dari  banyak bagian  baja  komposit  hipotetis,  yang didefinisikan sebagai H p / H* dimana H p =  kedalaman  sumbu  netral  penampang tertentu  yang  diperoleh  dari  analisis. Perhatikan  bahwa  rasio  daktilitas, sebagaimana dimaksud oleh Wittry dan spesifikasi  RSNI  T-03-2005,  sama dengan  1,5  dibagi  dengan  parameter daktilitas Ansourian ini. Wittry menemukan  bahwa,  pada H p / H* =  1, kapasitas  momen  kurang  dari  momen plastis  teoritis  ( M p )  untuk  bahan  baja dengan f y sama  dengan  250  dan  345 MPa.  Kemudian  Wittry  menyarankan mengganti faktor daktilitas, H* , dengan faktor daktilitas modifikasi, H ′, yang diberikan oleh persamaan berikut:
; f y > 250 MPa
; f y ≤ 250 MPa

## Jurnal Aplikasi Teknik Sipil
ISSN.1907-753X
Nilai-nilai 0,7 dan 0,9 pada persamaan H ′  dapat diartikan sebagai faktor yang menjelaskan pengaruh kurva tegangan- regangan  pada  daktilitas  penampang komposit  jenis  baja  tertentu.  Spesifi- kasi  RSNI  T-03-2005  mengacu  pada faktor-faktor ini yaitu β . Jika nilai rasio daktilitas  modifikasi, H p / H' sama dengan  satu,  maka  kapasitas  momen kira-kira  sama  dengan M p .  Wittry  juga mengusulkan  metode  untuk  meng- hitung  kapasitas  momen  penampang- penampang  komposit,  dengan  rasio daktilitas  yang  lebih  besar  dari  satu, sebagai berikut:
dimana φ =  0,85; H p /H′ ≤5;  dan  My  = momen  leleh  penampang  komposit. Rumus  prediksi  merupakan  pencoco- kan linear dari M p , bila  0 < H p /H′ ≤ 1, maka M n = M p ,  bila H p /H′ =  5,  maka M n = 0,85 M y seperti pada gambar 3.
Gambar 3. Prakiraan kekuatan momen
Titik  teratas  berasal  dari  definisi β . Artinya, β dipilih untuk masing-masing jenis  bahan  baja  bahwa  kekuatan  mo- men  maksimum  sama  dengan M p bila H p /H′ sama  dengan  1.  Titik  terendah dalam rumus itu terletak pada kekuatan momen  maksimum  sama  dengan M y seperti  yang  diperoleh  dari  kecocokan linear  melalui  hasil-hasil  numerik  dari 20  penampang  jembatan  bentang pendek tidak liat. Penyelidikan tersebut telah  dikerjakan  oleh  Wittry.  Dia  me-
nemukan  bahwa  kapasitas  momen  di- prediksi  sebesar M y yang  terjadi  pada H p /H′ sama  dengan  5.  Akhirnya, kapasitas  momen  ini  harus  dikurangi dengan  faktor  0,85  untuk  memperhi- tungkan  mode  kegagalan  tidak  liat yang  diprediksi  pada  balok  dengan proporsi tersebut.
Aaron  JY  (2005)  telah  mengembang- kan  persamaan-persamaan  prakiraan kuat seperti berikut ini:
- Katagori I dan II: sumbu netral dalam pelat beton atau pertengahan atas dari sayap tekan
- Katagori  III:  sumbu  netral  dalam badan baja
untuk 250, 345 MPa

## untuk 485 MPa
Dia  telah  memodifikasi  faktor  daktili- tas  Wittry,  untuk  mengakomodasi  baja kinerja tinggi  485 MPa  dengan mema- kai α (parameter penskala bahan)
;
H′ = modifikasi faktor daktilitas Aaron Persamaan  dasar  penghitungan  kuat momen prakiraan adalah
r = reduksi kekuatan momen
Penentuan  momen  leleh M y ,  momen plastis M p dan momen nominal M n dari sebuah  gelagar  komposit  baja-beton untuk  daerah  lentur  positif,  seperti berikut:
1. Menentukan Lebar Sayap Efektif AASHTO pasal 4.6.2.6
RSNI T-03-2005 pasal 8.2.1
Jurnal Aplikasi Teknik Sipil

## ISSN.1907-753X
2. Menghitung  Sifat-sifat  Penampang
Komposit Elastis. - penampang baja ;
; ;
- penampang komposit jangka pendek ;
; ; - penampang komposit jangka panjang ; ; ; 3. Menghitung Momen Leleh M y
;
4.  Menghitung  Kapasitas  Momen
Plastis M p
-  Kasus  I,  Sumbu  Netral  Plastis (SNP)  didalam  badan  profil  baja (kedalaman    diukur  dari  serat  atas
badan profil baja ke SNP)
-  Kasus  II  SNP  didalam  sayap  atas profil baja (kedalaman   diukur dari serat atas sayap profil baja ke SNP) - Kasus III SNP didalam pelat lantai dibawah  Prb  (kedalaman    diukur dari serat atas pelat beton ke SNP) - Kasus IV SNP didalam pelat lantai di P rb (kedalaman diukur  dari serat atas pelat beton ke SNP)
-  Kasus  V SNP  didalam pelat lantai diatas P rb (kedalaman    diukur  dari serat atas pelat beton ke SNP)
5.  Menghitung Momen Nominal M n a.  Memeriksa  kekompakan  penam- pang gelagar baja:
• Syarat kelangsingan badan
D cp =  tinggi  badan  dalam  tekan pada momen plastis t w =  tebal badan profil baja

## Jurnal Aplikasi Teknik Sipil
ISSN.1907-753X
F yc =  Kuat leleh minimum yang disyaratkan dari sayap
tekan
Sayap  atas  profil  baja  dikekang  cukup memadai  oleh  pelat  lantai  beton  yang mengeras;  jadi  tidak  perlu  persyaratan untuk  kelangsingan  sayap  tekan  dan pengekangan  penampang-penampang komposit  kompak  pada  keadaan  kuat ultimit.
b. Memeriksa syarat daktilitas H p / H' ≤ 5 Maksud  dari  persyaratan  ini  adalah untuk mencegah secara tetap hancurnya  pelat  beton  bilamana penampang  komposit  mendekati kapasitas momen plastisnya.
H p =  jarak  yang  diukur  dari  serat atas pelat beton ke SNP.
H′
,  penampang  dengan f y = 345 MPa
,  penampang  dengan f y
= 250 MPa c.  Memeriksa  batas  rasio  momen
inersia
Batang  lentur  harus  memenuhi  per- syaratan berikut:
d. Kekuatan lentur nominal M n
atau
R h : faktor  reduksi  tegangan  sayap,
nilainya 1,0 untuk gelagar
homogeny Metode Aaron JY Langkah  1  sampai  dengan  4 sama dengan metode AASHTO, juga langkah  5  mirip  dengan  AASTHO, hanya  bedanya  pada  modifikasi  faktor daktilitas  dan  rumus  persamaan  kuat momen nominal
Langkah  5  menghitung  momen nominal M n Kuat lentur nominal penampang kompak  komposit  dalam  daerah  lentur positif  harus  diperhitungkan  sebagai berikut:
M p : kuat lentur plastis r : reduksi kekuatan momen
- jika  letak  SNP  dalam  pelat  lantai atau separuh sayap tekan bagian atas
catatan:  jika H p ≤ H' ,  maka Mn =
Mp
- jika tidak (letak SNP dalam separuh sayap  tekan  bagian  bawah  atau badan profil baja) maka
untuk 250 dan 345 MPa
untuk 485 MPa
Nilai r tunduk pada batasan
Selain  itu,  kuat  lentur  nominal  boleh ditentukan dengan metode berikut: Cara pendekatan:
Cara teliti:
dimana R h =  faktor  hibrid  ditetapkan dalam  Pasal  6.10.4.3.1; A =  bentang- bentang  ujung,  jarak  dari  tumpuan ujung  ke  lokasi  penampang  lintang yang  ditinjau  dalam  bentang  dibagi dengan  panjang  bentang,  dan  untuk bentang-bentang  interior,  1,0; M cp = momen  akibat  pembebanan  terfaktor pada  tumpuan  interior  seiring  dengan momen  lentur  positif  maksimum  di penampang lintang yang ditinjau
(kN·m);  dan M np =  ketahanan  lentur nominal  di  tumpuan  interior  (kN·m)
Jurnal Aplikasi Teknik Sipil ISSN.1907-753X
pada  mana  ( M np − M cp )  untuk  bentang- bentang  interior  harus  diambil  nilai yang  lebih  kecil  pada  salah  satu  ujung bentang.
Dimana  metode  teliti  digunakan,  mo- men  positif  yang  selaras  tidak  boleh lebih  dari R h M y untuk  pembebanan terfaktor  yang  menghasikan  momen negatif maksimum pada tumpuan yang bersebelahan.

## 3. Hasil dan Pembahasan
Contoh  pekerjaan  desain  jembatan  ge- lagar pelat komposit baja-beton dengan tiga  bentang  menerus  disajikan  disini. Pekerjaan  ini  menirukan  dari  hasil karya Lian Duan (2000) untuk menghi- tung  momen-momen  leleh,  plastis  dan nominal  dari  jembatan  gelagar  pelat komposit.  Selanjutnya  dengan  mema- kai metode alternatif yang telah diusul- kan  oleh  Aaron  JY  (2005),  dilakukan penghitungan  untuk  nilai-nilai  momen nominal.
Jembatan  gelagar  pelat  komposit  tiga bentang  menerus  memiliki  bentang- bentang  ujung  sama  panjang L ujung = 49,0  m  dan  satu  bentang  tengah L tengah = 64,0 m. Bangunan atas lebarnya B = 13,4  m.  Elevasi,  denah,  dan  potongan melintang  yang  khas  ditunjukkan dalam Gambar 5.
Baja struktural: A709 Mutu 345; F yw = F yt = F yc = F y = 345 MPa. Beton:   f c ' = 28,0  MPa;  E c =  25.000  MPa;  rasio mudulus  n  =  8.  Beban-beban:  Beban mati = gelagar pelat baja + lantai beton +  pagar  +  lapis  ulang  aspal  75  mm; Beban  hidup  =  AASHTO  HL-93  + beban dinamik ijin. Lantai: Tebal lantai beton  direncanakan t s =  275  mm  dan tebal  pinggul  pelat  lantai  dengan  serat atas baja t h = 85 mm.
Penampang baja di dalam daerah lentur positif:
Sayap  atas:  b c =  460  mm,  t c =  25  mm Badan:  D  =  2440  mm,  t w =  16  mm Sayap bawah: b t = 460 mm, t c = 45 mm Konstruksi:   Tanpa penopang;  panjang gelagar  tanpa  pengekang  untuk  sayap tekan L b = 6,1 m.
(a) Tampak (b) Potongan
Gambar  5. Jembatan  gelagar  pelat  kom- posit tiga bentang menerus
Baja struktural: A709 Mutu 345; F yw = F yt = F yc = F y = 345 MPa. Beton:   f c ' = 28,0  MPa;  E c =  25.000  MPa;  rasio mudulus  n  =  8.  Beban-beban:  Beban mati = gelagar pelat baja + lantai beton +  pagar  +  lapis  ulang  aspal  75  mm; Beban  hidup  =  AASHTO  HL-93  + beban dinamik ijin. Lantai: Tebal lantai beton  direncanakan t s =  275  mm  dan tebal  pinggul  pelat  lantai  dengan  serat atas baja t h = 85 mm.
Penampang baja di dalam daerah lentur positif:
Sayap  atas:  b c =  460  mm,  t c =  25  mm Badan:  D  =  2440  mm,  t w =  16  mm Sayap bawah: b t = 460 mm, t c = 45 mm Konstruksi:   Tanpa penopang;  panjang gelagar  tanpa  pengekang  untuk  sayap tekan L b = 6,1 m.
Momen-momen positif maksimum dalam  bentang  tengah  akibat  beban-

## Jurnal Aplikasi Teknik Sipil ISSN.1907-753X
beban  berfaktor  yang  bekerja  pada penampang baja dan penampang komposit  jangka  panjang  masing- masing M D1 =  6.859  kN-m  dan M D2 = 2.224 kN-m.
Menentukan  momen  leleh M y ,  momen plastis M p dan momen nominal M n dari gelagar  interior  (tengah)  untuk  daerah lentur positif yaitu:
1.  Menentukan  Lebar  Sayap  Efektif
(AASHTO pasal 4.6.2.6)
Untuk  sebuah  gelagar  interior,  lebar pelat lantai beton efektif adalah
Dimensi penampang baja
t s t h t c b c t w mm mm mm mm mm 275 85 25 460 16 D tt bt Ht mm mm mm mm 2440 45 460 2870

## Lebar efektif pelat lantai beton
Le Le/4 S 12ts+bfc/2 bs = beff mm mm mm mm mm 35050 8763 4875 3250 3250 Sifat baja dan beton F y f c ' E c n MPa MPa MPa 345 28 25000 8 2.  Menghitung  Sifat-sifat  Penampang Komposit Elastis Untuk  penampang  melintang  pada lentur positif seperti ditunjukkan
Gambar 6, sifat-sifat penampang elastis untuk  non  komposit,  komposit  jangka pendek  (n  =  8)  dan  komposit  jangka panjang  (3n  =  24),  dihitung  dalam Tabel 1-3.
Gambar 6. Penampang lintang untuk mo- men lentur positif
Tabel 1. Sifat-sifat Penampang Baja (Non
Komposit) untuk Daerah Lentur Positif
Komponen A i y i A i y i (mm 2 ) (mm) (mm 3 ) 300x20 12.500 2.563 3,203E+07 2440x20 40.000 1.300 5,200E+07 600x50 32.500 2,5 8,125E+05 Jumlah 85.000 8,484E+07 y i -y sb A i (y i - y sb ) 2 I o (mm) (mm 4 ) (mm 4 ) 300x20 1.564 3.059E+10 6.510E+05 2440x20  301,8 3.644E+09 2.083E+10 600x50 -973,2 3.078E+10 6.771E+06 Jumlah 6.501E+10 2.084E+10 = 998,2 mm
= 1576,8 mm
= 8.585.000 cm 4 = 86.010 cm 3 = 54.450cm 3 3. Menghitung Momen Leleh M y Momen  leleh M y diperoleh  dari pelelehan  pertama  kali  dari  salah  satu sayap  profil  baja  dan  didapatkan berikut:
M D1 adalah  momen  akibat  beban- beban tetap berfaktor pada penampang baja;
Jurnal Aplikasi Teknik Sipil ISSN.1907-753X
M D2 adalah  momen  akibat  beban- beban  tetap  berfaktor,  seperti permukaan  aus  dan  pagar-pagar,
pada penampang komposit
jangka panjang;
M AD adalah  momen  akibat  beban hidup  tambahan  yang  menyebab- kan  pelelehan  didalam  sayap profil  baja  dan  dapat  diperoleh dari  persamaan berikut:
Tabel  2. Sifat-sifat  Penampang  Komposit Jangka Pendek n = 8
Komponen A i y i A i y i (mm 2 ) (mm) (mm 3 ) baja 85.000 998,2 8.484E+07 beton 101.600  2.750,0  2.793E+08 Jumlah 186.600 3.641E+08
y i -y sb A i (y i - y sb ) 2 I o
(mm) (mm 4 ) (mm 4 ) baja -953,7 7.731E+10 2.084E+10 beton 798,2 6.470E+10 5.290E+08 Jumlah 1.420E+11 2.137E+10 = 1951,8 mm
= 623,2 mm
= 16.340.000 cm 4 = 83.700 cm 3 = 262.200 cm 3
Tabel 3. Sifat-sifat Penampang Kompo-sit Jangka Panjang n = 24
Komponen A i y i A i y i (mm 2 ) (mm) (mm 3 ) baja 85.000 998,2 8.484E+07 beton 33.850 2.750,0  9.310E+07 Jumlah 118.900 1.779E+08
y i -y sb A i (y i - y sb ) 2 I o (mm) (mm 4 ) (mm 4 ) baja -499 2.116E+10 2.083E+10 beton 1.253 5.314E+10 1.763E+08 Jumlah 7.430E+10 2.101E+10
= 1.497,2 mm
= 1.077,8 mm
= 9.531.000 cm 4 = 63.660cm 3 = 88.430cm 3

## Untuk sayap atas
= 50.829,38 kN-m Untuk sayap bawah
= 19.278,96 kN-m (kontrol) Momen leleh
= 28.361,96 kN-m
4.  Menghitung  Kapasitas  Momen
Plastis M p Pertama  kali  ditentukan  dulu  letak sumbu  netral  plastis  (SNP)  dengan mengabaikan baja tulangan pelat beton, sebagai berikut:
Gaya  plastis  pada  penampang  pelat lantai beton,
= 19.337,50 kN
Gaya  plastis  pada  penampang  sayap profil baja bagian atas,
= 4.312,50
kN Gaya  plastis  pada  penampang  badan profil baja,
= 13.800,00 kN
Gaya  plastis  pada  penampang  sayap profil baja bagian bawah,
= 11.212,00 kN
Oleh karena,
25.012,5 > 23.650,0
maka  SNP  terletak  dalam  badan  baja (Kasus I, kedalaman Ῡ diukur dari serat atas badan baja ke SNP)
123,4 mm

## Jurnal Aplikasi Teknik Sipil ISSN.1907-753X
Momen plastis didapat dengan menjumlah semua gaya terhadap SNP,
d s = 323,4 mm; d t = 2.401,6 mm; d c = 135,9 mm; M p = 49.398,89 kN-m
5. Menghitung Momen Nominal M n a. Memeriksa kekompakan penampang gelagar baja:
• Syarat kelangsingan badan
15,43 < 32,01
D cp :  atau Ῡ ,  tinggi  badan  dalam  tekan pada momen plastis
t w :   tebal badan profil baja F yc :  Kuat leleh minimum yang disyaratkan dari sayap tekan
Syarat kelangsingan badan terpenuhi. •  Hal  yang  wajar  menganggap  sayap atas  profil  baja  dikekang  cukup memadai  oleh  pelat  lantai  beton  yang mengeras;  dengan  demikian,  tidak perlu  syarat  untuk  kelangsingan  sayap tekan  dan  pengekangan  penampang- penampang  komposit  kompak  pada keadaan  batas  ultimit.  Jadi  penampang adalah  sebuah  penampang  komposit kompak.
b. Memeriksa syarat daktilitas D p / D' ≤ 5 Maksud  dari  persyaratan  ini  adalah untuk  mencegah  secara  tetap  hancur- nya  pelat  beton  bilamana  penampang komposit  mendekati  kapasitas  momen plastisnya. D p adalah jarak yang diukur dari serat atas pelat beton ke SNP. D p = 448,41 mm; D t = 2.875,0 mm untuk F y = 345 MPa
D' = 268,3 mm; D p / D'
= 1,67 < 5 (ok) c.    Memeriksa  batas  rasio  momen inersia
Batang  lentur  harus  memenuhi  syarat berikut:
dimana I yc dan I y masing-masing adalah  momen-momen  inersi  sayap tekan  dan  gelagar  profil  baja  terhadap sumbu  vertikal  dalam  bidang  badan. Pembatasan  ini  menjamin  bahwa rumus-rumus  tekuk  puntir  lateral adalah benar berlaku.
26.041,67 cm 4
140.600 cm 4 0,185 (ok)
d. Kekuatan lentur nominal M n Dengan  asumsi  bahwa  penampang diatas tumpuan adalah kompak:
atau
dengan  faktor  reduksi  tegangan  sayap R h =  1,0  untuk  gelagar  homogen  ini, akan diperoleh,
M n = 36.870,54 kNm < M p = 4 9.398,9 kNm (kontrol) atau M n = 45.155,59 kNm < M p = 49.398,9 kNm Metode  alternatif  yang  diusulkan  oleh Aaron J. Yakel.
Kekuatan lentur nominal M n

## 4. Simpulan
Dari  hasil  analisa  dapat  disimpulkan sebagai berikut:
1. Hasil  nilai-nilai  momen  nominal dihitung  dengan  metode  usulan Aaron  JY  lebih  besar  daripada metode  AASHTO  1994  atau  RSNI T-03-2005,  sehingga  bisa  dikatakan bahwa  metode  AASTHO  (1994) lebih  konservatif  dari  metode  yang diusulkan oleh Aaron JY (2005).
Jurnal Aplikasi Teknik Sipil

## ISSN.1907-753X
2. Rasio daktilitas Hp/H' dari AASHTO  lebih  besar  daripada metode Aaron JY, 1,36 > 1,105. Untuk  baja  struktural  A709  Mutu 345,  ini  bisa  dilihat  dari  perbedaan penggunaan faktor modifikasi daktilitas  yaitu 0,7/7,5  = 0,09 untuk AASTHO  (1994)  dan  1/8,7  =  0,11
untuk  metode  usulan.  Oleh  karena itu  akan  mempengaruhi  nilai  kuat momen nominal.
3. Faktor reduksi kekuatan momen =( 𝐻 _ 𝑝 − 𝐻 ′)/(10 𝐻 _ 𝑝 −5 𝐻 ′)    ";1  ≤  Hp /H′ ≤ 5;"  rentang nilai r adalah 0% sampai dengan 9%

## Daftar Pustaka
Abramson,  Lee.  W,  Thomas  S.Lee, SNI  03-2847-2002.  Tata  Cara Perhitungan  Struktur  Beton  untuk Bangunan  Gedung  (Versi  Beta). Bandung Desember 2002 SNI  T-12-2004.  Perencanaan  Struktur Beton  untuk  Jembatan.  Badan Standarisasi  Nasional.  Bandung Agustus 2003 RSNI  T-03-2005.  Perencanaan  Struk- tur  Baja  untuk  Jembatan . Badan Standarisasi Nasional. Yogyakarta: Beta Offset. AASHTO,  AASHTO  LRFD Bridge Design  Speciﬁcations.  American Association  of  State  Highway  and Transportation Ofﬁcials . Washing- ton, D.C., 1994. Aaron  J.  Yakel,  Atorod  Azizinamini. 2005. Improved  Moment  Strength Prediction  of  Composite  Steel Plate Girders in Positive Bending .
Journal  of Bridge Engineering Jan 2005, Vol. 10, No. 1, pp. 28-38 Lian  Duan,  Yusuf  Saleh,  Steve Altman. 2000. Steel-Concrete Composite I-Girder Bridges. California Department of Transportation  ©  2000  by  CRC Press LLC
Wittry,  D.  M.,  1993. An  analytical study  of  the  ductility  of  steel concrete  composite  sections .  MS thesis,  Univ.  of  Texas  at  Austin, Austin, Tex. Ansourian, P., 1982. Plastic rotation of composite  beams ,  Journal  Structu- ral  Division  ASCE,  108(3),  643–
659. Rotter, J. M., and Ansourian, P., 1979. Cross-section behavior and ductility  in  composite  beams , Proceding, Institute of Civil Engineers,  Part  2  Vol.,  67,  453– 474