## EVALUASI DAN DESAIN PERBAIKAN DINDING PENAHAN TANAH TIPE DINDING GRAVITASI DI CIKUPA, TANGERANG, BANTEN
Ignatius Tommy Pratama a , Budijanto Widjaja a,* , Gilberta Miranda Hutabarat b
a Program Studi Teknik Sipil, Fakultas Teknik, Universitas Katolik Parahyangan, Bandung
b Geotechnical Works & Associates , Bandung *Corresponding author, email address: widjaja@unpar.ac.id
A R T I C L E     I N F O

## A B S T R A C T
Article History: Gravity-type earth retaining wall in a factory area in Cikupa, Tangerang,
Banten was found to move, resulting in cracks as large as 4 cm on the wall and the drainage channel behind the wall. Thus, this paper tries to investigate the cause of the wall movement through field observation and an  analytical  approach. The  analytical  approach  was  carried  out  using conventional and numerical methods to evaluate the external and global stabilities  of  the  wall.  The  external  stability  analyses  were  performed using  the  conventional  method  and  consisted  of  checking  the  wall overturning, sliding stabilities, and soil bearing capacity. Meanwhile, for the numerical approach, the finite element method was used to evaluate the global stability of the wall. The Mohr-Coulomb material model was used  to  simulate  the  stress-strain  behavior  of  the  soils  in  the  finite element  analysis.  It  was  then  found  during  field  investigation  and through the numerical simulation that the existing wall moved laterally, indicating that it experienced sliding failure. Furthermore, the analysis results  also  show  that  the  existing  wall  design  did  not  meet  the  safety criteria  against  external  stability,  especially  sliding  stability,  bearing capacity, and global stability. It was mainly due to the poor fill material and  poor  foundation  soil  that  was  probably  not  identified  during  the initial  soil  investigation. Thus,  a  thorough  wall  repair  was  required  to secure the adjacent warehouse. The suggested method to repair the wall is  to  replace  the  existing  wall  with  a  cantilever  retaining  wall  system supported by bored piles, followed by replacing the fill material. A pile wall placed behind the new retaining wall was also necessary to protect the  adjacent  warehouse  during  the  new  wall  construction.  Eventually, this paper was expected to give an understanding to the readers about the importance  of  detailed  soil  exploration  before  construction  and following the design guideline in designing any geotechnical structures.
Received 10 August 2022
Accepted 22 December 2022
Online 30 December 2022

## Keywords:
Gravity wall Earth retaining wall
Wall stability Numerical analysis
Finite element method © 2022 Magister Teknik Sipil Unsyiah. All rights reserved

## 1. PENDAHULUAN
Dinding penahan tanah dengan tipe gravitasi merupakan salah satu jenis dinding penahan tanah yang bersifat kaku dan mengandalkan beratnya sendiri dalam menahan beban lateral seperti tekanan lateral yang dapat  diakibatkan  oleh  gempa,  peningkatan  tekanan air  pori,  dan  penambahan  beban  luar.  Tipe  dinding gravitasi  juga  merupakan  tipe  dinding  yang  relatif  umum  digunakan  di  Indonesia  karena  metode konstruksinya  yang  mudah  dan  biaya  konstruksi  yang  relatif  rendah  dibandingkan  dengan  tipe  dinding lainnya  seperti  dinding  tiang  ( pile  wall ).  Walaupun  penggunaanya  yang  sudah  cukup  umum,  kegagalan dinding gravitasi masih kerap terjadi dan umumnya disebabkan oleh dimensi dinding yang tidak mencukupi dan/atau kondisi tanah dasar yang tidak baik (Yewalekar, dkk., 2020). Oleh sebab itu, makalah ini bertujuan untuk  memaparkan  hasil  investigasi  kegagalan  dinding  penahan  tanah  bertipe  gravitasi  di  Cikupa,

## Jurnal Arsip Rekayasa Sipil dan Perencanaan (JARSP) Journal of Archive in Civil Engineering and Planning
E-ISSN: 2615-1340; P-ISSN: 2620-7567
Journal homepage: http://www.jurnal.unsyiah.ac.id/JARSP/index
Tangerang, Banten berdasarkan hasil pengamatan di lapangan dan hasil analisis numerik. Studi ini diawali dengan  melakukan  studi  lapangan  guna  meninjau  kondisi  lapangan  dan  mengidentifikasi  penyebab pergerakan  dinding.  Kemudian,  analisis  balik  dilakukan  dengan  menggunakan  program  metode  elemen hingga dua dimensi untuk memperoleh parameter tanah yang mendekati kondisi tanah di lapangan. Selain itu,  analisis  balik  juga  bertujuan  untuk  dapat mengestimasikan  lokasi  bidang  gelincir  dan mengevaluasi penyebab kegagalan dinding. Alternatif perbaikan dinding yang dapat memenuhi seluruh kriteria keamanan desain dinding gravitasi pada akhirnya direkomendasikan.

## 2. KAJIAN PUSTAKA
Berdasarkan SNI 8460:2017, desain dinding penahan tanah, khususnya dinding penahan tanah bertipe gravitasi harus memenuhi kriteria keamanan terhadap stabilitas global, stabilitas eksternal seperti stabilitas terhadap guling ( overturning ), geser lateral ( sliding ), dan daya dukung ( bearing capacity ), dan stabilitas terhadap gaya gempa. Stabilitas eksternal dinding dapat dianalisis menggunakan pendekatan konvensional, sedangkan metode numerik seperti metode elemen hingga umum digunakan untuk menganalisis kestabilan global. Stabilitas dinding, baik stabilitas eksternal maupun global umum dinyatakan dalam suatu nilai faktor keamanan ( FK ) yang nilai harus lebih besar dari faktor keamanan minimum ( FK R ) yang disyaratkan oleh SNI 8460:2017 atau FK ≥ FK R .
Dinding Gravitasi P a,x P a,y W s W w P p,x P p,y T B H t Tanah Timbunan γ t , c t , ϕ' t H Tanah Dasar γ f , c f , ϕ' f D
Gambar 1. Ilustrasi gaya-gaya yang bekerja pada dinding penahan tanah tipe gravitasi
Dinding penahan tanah perlu didesain agar mampu memberikan gaya penahan geser lateral yang cukup guna menahan gaya lateral pendorong yang bekerja pada dinding sehingga tidak terjadi keruntuhan geser. Gambar 1 mengilustrasikan gaya-gaya yang bekerja pada dinding dengan H merupakan tinggi total dinding penahan tanah, H t adalah tinggi tanah yang ditahan, B adalah lebar dinding, D adalah kedalaman pembenaman dinding, W w adalah berat dinding, W s adalah berat baji tanah, P a,x dan P a,y adalah resultan tekanan tanah aktif dalam arah horizontal dan vertikal, P p,x dan P p,y adalah resultan tekanan tanah pasif dalam arah horizontal dan vertikal, γ t dan γ f adalah berat isi tanah timbunan dan tanah dasar, c' t dan c' f adalah kohesi tanah timbunan dan tanah dasar, dan ϕ' t dan ϕ' f adalah sudut geser dalam efektif tanah timbunan dan tanah dasar. Apabila terdapat beban luar di atas tanah timbunan, maka akan terdapat  tekanan  tanah  lateral  akibat  beban  luar  perlu  diperhitungkan  di  dalam  perhitungan  kestabilan  dinding terhadap geser lateral sebagai gaya pendorong. Dengan demikian, faktor keamanan terhadap kestabilan geser ( FK S ) merupakan sebagai rasio antara jumlah gaya-gaya lateral penahan (Σ R ) terhadap jumlah gaya-gaya lateral pendorong (Σ D ) seperti yang ditunjukkan pada persamaan berikut:
1.5 S R FK D     (1)
Sesuai dengan SNI 8460:2017, nilai FK S harus lebih besar atau sama dengan FK R untuk stabilitas geser, yaitu 1,5. Selain kestabilan terhadap geser, kestabilan dinding terhadap guling perlu juga dievaluasi. Kestabilan dinding terhadap momen guling dinyatakan dalam suatu faktor keamanan FK O yang merupakan perbandingan antara jumlah momen-momen  penahan  (Σ M R )  terhadap  jumlah  momen-momen  penyebab  guling  (Σ M O ).  Persamaan  (2)
menampilkan persamaan FK O . Nilai FK O harus lebih besar atau sama dengan FK R SNI 8406:2017 untuk stabilitas dinding penahan tanah terhadap guling, yaitu 2.
2 R O O M FK M     (2)
Desain dinding penahan tanah bertipe gravitasi perlu juga mempertimbangkan potensi kegagalan daya dukung tanah. Tegangan yang bekerja pada dasar dinding tidak boleh melebihi daya dukung tanah yang diizinkan ( q all ) (Budhu, 2011). Daya dukung tanah ultimit ( q u ) dapat dihitung dengan menggunakan persamaan umum q u untuk fondasi dangkal (Das, 2011) yaitu:
1 '
' 2 u f c cd ci q qd qi f d i
q c N F F qN F F B N F F        (4) f q D   (5)
' 2 2 2 R O M M B B B e B
V               
(6)
u all B q q FK 
(7)
di mana:
N c , N q , N γ =  faktor daya dukung (Reissner, 1924; Prandtl, 1921; Caquot & Kerisel, 1953; Vesic, 1973); F cd , F qd , F γd =  faktor kedalaman (Hansen, 1970); F ci , F qi , F γi =  faktor kemiringan beban (Meyerhof, 1963; Hanna & Meyerhof, 1981);
B' =  lebar efektif fondasi dinding penahan tanah; B =  lebar fondasi dinding penahan tanah aktual; e =  eksentrisitas beban; q =  tegangan efektif di dasar dinding; Σ V =  jumlah gaya-gaya vertikal termasuk berat baji tanah;
FK B =  faktor keamanan untuk daya dukung tanah (SNI 8460:2017) = 3. Perlu  diperhatikan  bahwa  nilai e harus  lebih  kecil  dari B /6  untuk menghindari tegangan  tarik  di  dasar  dinding. Kemudian, nilai q all harus lebih besar atau sama dengan tegangan maksimum yang bekerja di dasar dinding ( q max ) dan dapat dihitung sebagai berikut:
max 6 1 V e q B B          (8)
Kestabilan global dinding penahan tanah umum dinyatakan dalam suatu nilai FK yang dapat diperoleh melalui analisis numerik berbasis metode elemen hingga dengan metode perhitungan FK menggunakan metode reduksi phi- c .  Nilai FK kemudian  harus  lebih  besar  atau  sama  dengan  nilai FK R ( FK ≥ FK R )  yang  disyaratkan  oleh  SNI 8460:2017 untuk kestabilan global dinding pada kondisi jangka pendek atau ketika tekanan air pori ekses masih relatif besar, kondisi jangka panjang atau ketika tekanan air pori ekses telah terdisipasi sepenuhnya, dan pada saat kondisi gempa. Berdasarkan SNI 8460:2017, nilai FK R untuk kondisi jangka pendek, jangka panjang, dan gempa adalah berturut-turut 1,5; 1.3; dan 1,1.

## 3. METODE PENELITIAN

## 3.1   Observasi Lapangan dan Penyelidikan Tanah
Pada studi kasus ini, observasi lapangan dilakukan pada dinding penahan tanah dengan tipe gravitasi yang dikonstruksi untuk menahan tanah timbunan dengan ketinggian mencapai 6.8 m dan gudang satu (1) lantai. Secara umum, morfologi area gudang berupa lahan yang relatif datar. Perbatasan antara timbunan dan lahan hijau tetangga dibatasi dengan dinding penahan tanah (DPT) batu kali (tipe dinding gravitasi). Kemudian, terdapat saluran terbuka dengan tipe saluran tanah tanpa pasangan batu yang diselimuti dengan berbagai jenis tanaman rerumputan dan semak belukar di kaki ( toe ) DPT eksisting, di sisi Barat. Perlu diperhatikan bahwa adanya tanaman pada saluran tanah berpotensi menghambat aliran air di dalam saluran dan meningkatkan penyerapan air ke dalam tanah yang
kemudian dapat melunakan tanah fondasi DPT. Dengan demikian, perawatan saluran tanah di kaki DPT diperlukan untuk memastikan air dapat mengalir dengan kecepatan yang cukup dengan tanpa menyebabkan adanya erosi di kaki DPT. Gambar 2 menggambarkan kondisi sekitar dinding pada saat observasi lapangan dilakukan.
Amblasan Tanah Pagar pembatas yang bergerak Saluran Air Dinding Penahan Tanah Gudang
Gambar 2. Kondisi lingkungan sekitar dinding penahan tanah
(a) (b)
Gambar 3. (a) Retakan dan (b) beda penurunan pada saluran drainase di belakang dinding
Berdasarkan  hasil  observasi  lapangan,  terdapat  retakan  pada  saluran  drainase  dan  dinding  penahan  tanah dengan lebar retakan mencapai 4 cm hingga 4,5 cm, perbedaan penurunan saluran air, celah pada pagar beton, dan terdapat  amblesan  tanah  di  belakang  DPT,  dekat  gudang.  Kondisi  saluran  air  pada  saat  observasi  lapangan ditunjukkan pada Gambar 3, sedangkan kondisi DPT dan area di belakang ditunjukkan oleh Gambar 4. Temuan ini mengindikasikan bahwa terdapat pergerakan tanah timbunan dan dinding penahan tanah. Kemudian, pengukuran kemiringan dinding bangunan gedung dan dinding pagar beton juga dilakukan guna mengetahui adanya pergerakan rotasi bangunan dan dinding penahan tanah. Hasil pengukuran mengindikasikan bahwa dinding dan pagar beton tidak mengalami adanya rotasi ( tilt ) yang signifikan. Selain itu, retakan pada struktur gudang tidak ditemukan pada saat observasi lapangan. Hal ini dapat mengindikasikan bahwa DPT mengalami pergerakan arah lateral yang tidak mempengaruhi struktur gudang karena struktur gudang menggunakan sistem fondasi tiang pancang yang terpancang hingga kedalaman 19 m atau mencapai tanah yang kompeten.
(a) (b)
Gambar 4. (a) Retakan dan (b) beda penurunan pada saluran drainase di belakang dinding
(a) (b)
Gambar 5. Profil (a) Tahanan ujung ( q c ) terhadap kedalaman dan (b) rasio gesekan ( R f ) terhadap kedalaman berdasarkan hasil uji sondir di titik S-2 dan S-3
Penyelidikan tanah berupa dua (2) titik uji bor dan standard penetration test (SPT) dan sebelas (11) titik sondir kemudian dilakukan guna mengetahui kondisi dan stratifikasi tanah di sekitar area DPT yang bergerak. Gambar 5 menggambarkan profil tahanan ujung ( q c ) dan rasio gesekan ( R f ) terhadap kedalaman berdasarkan hasil uji sondir di titik S-2 dan S-3. Pada makalah ini, titik sondir yang ditampilkan hanya titik sondir S-2 dan S-3 karena merupakan titik sondir terdekat dengan lokasi DPT yang bergerak dan berlokasi di belakang dinding DPT. Garis hitam putus- putus pada Gambar 5b merupakan batas antara jenis tanah butir kasar ( R f < 2%) dan tanah butir halus ( R f ≥ 2%). Berdasarkan Gambar 5b, hasil uji sondir mengindikasikan bahwa jenis tanah di titik sondir S-2 dan S-3 didominasi oleh  lapisan  tanah  butir  halus.  Klasifikasi  jenis  tanah  dengan  menggunakan  metode  Schmertmann  (1969)  juga mengindikasikan hal serupa bahwa jenis tanah di titik sondir S-2 dan S-3 didominasi oleh tanah lempung atau lanau dengan campuran pasir.
Gambar 6. Profil N SPT terhadap kedalaman di titik uji bor dan SPT BH-01 dan BH-02
Hasil uji sondir kemudian juga mengindikasikan bahwa lapisan tanah timbunan dengan kedalaman hingga 5,2 m di bawah permukaan tanah (tanah timbunan) memiliki konsistensi lunak dengan nilai q c berkisar antara 1 kg/cm 2 hingga 13 kg/cm 2 . Hasil serupa juga ditunjukkan oleh hasil uji bor di titik BH-01 yang berlokasi di belakang dinding DPT di mana nilai SPT ( N SPT ) di kedalaman hingga 5,2 m di bawah permukaan tanah berkisar antara 2 hingga 4 pukulan per 30 cm. Gambar 6 menggambarkan profil N SPT terhadap kedalaman di titik BH-01 dan BH-02. Sebagai catatan, titik BH-02 terletak di sisi luar DPT. Kondisi tanah timbunan yang relatif sangat lunak menyebabkan tekanan lateral pendorong pada dinding DPT yang relatif besar. Apabila gaya-gaya lateral penahan dinding tidak mencukupi, maka dinding penahan tanah dapat mengalami kegagalan geser. Hal ini juga diduga merupakan salah satu penyebab kegagalan dinding DPT di lokasi studi. Dengan demikian, bentuk perbaikan yang diperlukan tidak hanya mencakup penggantian DPT yang retak, namun juga penggantian dan pemadatan material timbunan di belakang DPT.
Gambar 7. (a) Retakan dan (b) beda penurunan pada saluran drainase di belakang dinding
Gambar 7 menampilkan stratifikasi tanah dan kondisi kepadatan atau konsistensi tanah rata-rata di lokasi DPT yang bergerak. Stratifikasi tanah pada Gambar 7 menunjukkan adanya lapisan akuifer berupa lapisan pasir sedang hingga padat di bawah dinding DPT. Keberadaan lapisan akuifer dapat menjadi penyebab adanya erosi dalam yang menggerus lapisan tanah timbunan lempung yang berdekatan dengan lapisan akuifer. Hal ini dapat mengakibatkan lapisan tanah timbunan di bagian atas menjadi ambles seperti yang ditampilkan pada Gambar 5a.
Sebagai langkah perbaikan awal, penutupan lubang amblesan tanah dan retakan-retakan dengan menggunakan lapisan beton telah dilakukan. Hal ini bertujuan untuk menghindari penggenangan dan infiltrasi air hujan di lokasi
terjadinya  amblesan  tanah,  serta  mencegah  masuknya  air  hujan  melalui  retakan-retakan  dinding  dan  saluran. Rembesan air dan penggenangan dapat mengakibatkan pembentukan bidang gelincir baru, pelunakan tanah, dan peningkatan tekanan air pori di belakang dinding yang dapat berimbas pada peningkatan gaya pendorong pada DPT.
Tabel 1 . Estimasi parameter tanah
Jenis tanah γ n (kN/m 3 ) γ sat (kN/m 3 ) s u (kN/m 2 ) c' (kN/m 2 ) ϕ' ( o ) E' (kN/m 2 ) υ k (m/hari) Lempung lunak 16,9 17,8 7,5 1,3 28 2100 0,33 2,12 × 10 -5 Pasir sedang hingga padat 18,1 18,1 - 1,0 33 84000 0,30 0,6 Lanau lempungan sangat kaku 20,5 20,5 93,8 16,4 28 60000 0,33 2,33 × 10 -5 Lempung lanauan sedang 14,6 14,8 18,8 3,3 27 12000 0,33 3,35 × 10 -5 Lanau lempungan kaku 15,2 15,3 41,3 7,2 27 26400 0,33 6,01 × 10 -5 Pasir sedang hingga padat 18,7 18,7 - 1,0 35 108000 0,30 0,6 Pasir padat 20,4 20,4 - 1,0 38 152000 0,30 0,6
(a) (b) 2 m B = 6 ,5 m D f = 1,2 m t = 0,9 m 0,5 m 0,2 m 0,9 m Tanah Timbunan 2 m Dinding Kantilever Tiang Bor diameter 50 cm dan panjang 12 m 4 m (c)
Gambar 8. (a) Struktur DPT eksisting, (b) struktur-struktur penahan tanah, dan (c) dimensi struktur DPT pengganti

## 3.2   Analisis Numerik Berbasis Metode Elemen Hingga
Analisis numerik dengan menggunakan program berbasis metode elemen hingga dua dimensi juga dilakukan guna menginvestigasi penyebab kegagalan dinding penahan tanah secara menyeluruh dan mengevaluasi kestabilan global dinding penahan tanah pada kondisi jangka pendek, jangka panjang, dan gempa. Kemudian, perilaku tanah pada studi ini disimulasikan dengan model material Mohr-Coulomb. Tipe drainase Undrained B digunakan untuk tanah kohesif seperti tanah lempung dan lanau, sedangkan untuk tanah non-kohesif, tipe drainase Drained digunakan.
Tabel 1 menunjukkan parameter tanah yang digunakan di dalam analisis numerik meliputi berat isi natural ( γ n ), berat isi jenuh ( γ sat ), kuat geser tidak terdrainase ( s u ), kohesi efektif ( c' ), sudut geser dalam efektif ( ϕ' ), modulus Young efektif ( E' ), angka Poisson ( υ ), dan permeabilitas tanah ( k ). Parameter tanah pada Tabel 1 merupakan hasil dari uji laboratorium dan analisis balik terhadap kestabilan global dinding penahan tanah eksisting.
Selain tanah, komponen-komponen struktur berupa DPT, fondasi tiang, contiguous bored pile (CBP), capping beam , dan pelat lantai juga dimodelkan di dalam analisis numerik. Gambar 8 menunjukkan struktur DPT eksisting dan DPT pengganti yang digunakan dan disimulasikan di dalam analisis numerik. Perilaku struktur dinding penahan tanah pada studi kasus ini dimodelkan sebagai satu klaster material dengan jenis material linear elastic dan tipe drainase nonporous . Sementara itu, elemen setara pelat ( equivalent plate element ) dengan perilaku material elastis dan  isotropik  digunakan  untuk  memodelkan  struktur  CBP, capping  beam CBP,  fondasi  tiang  bor  untuk  DPT pengganti, kelompok fondasi tiang pancang gudang, dan pelat lantai gudang.
CBP digunakan pada studi kasus ini sebagai dinding penahan tanah yang berfungsi untuk melindungi struktur gudang dari pergerakan pada saat konstruksi dinding penahan tanah pengganti dilakukan. Tiang CBP direncanakan memiliki panjang 18 m, diameter tiang 50 cm, dan spasi as ke as tiang 50 cm. Capping beam CBP dengan ukuran 0,7 m × 0,75 m dimodelkan terbenam sedalam 0.5 m dari permukaan tanah. Selanjutnya, konstruksi dinding penahan tanah pengganti direncanakan berupa dinding kantilever beton yang didukung oleh fondasi tiang bor dengan panjang tiang 12 m, diameter tiang 50 cm, dan spasi as ke as tiang bor sebesar 1 m. Gudang disimulasikan di dalam analisis numerik sebagai beban merata sebesar 40 kN/m 2 yang berada diatas pelat lantai beton dengan ketebalan 0,15 m dan fondasi kelompok tiang pancang dengan dimensi 2 × 2 (total 4 tiang pancang). Tiang pancang yang digunakan adalah tiang pancang segitiga dengan panjang sisi 0,32 m dan panjang sebesar 18 m. Sebagai tambahan, beban kerja sebesar 10 kN/m 2 di atas tanah timbunan dan beban pagar beton sebesar 2,9 kN/m 2 juga disimulasikan di dalam analisis numerik. Tabel 2 menampilkan estimasi parameter struktur yang digunakan di dalam analisis numerik berupa berat isi material ( γ m ), modulus elastisitas material ( E ), kekakuan normal ( EA ) dengan A adalah luas penampang struktur, kekakuan lentur ( EI ) dengan I adalah momen inersia penampang, berat struktur ( w ), dan nilai υ material struktur. Nilai E struktur beton ditentukan berdasarkan rekomendasi ACI 318-M sebesar 4700 f c ' 0.5 di mana f c ' adalah kuat tekan karakteristik beton yang diasumsikan nilainya sebesar 32 MPa. Sebagai tambahan, interaksi tanah struktur dimodelkan sebagai interface element dengan faktor pengurangan kekuatan geser ( R inter ) sebesar 0,7 (Brinkgreeve & Shen, 2011).
Tabel 2 . Estimasi parameter struktur Jenis struktur γ m (kN/m 3 ) E (kN/m 2 ) EA (kN/m) EI (kNm 2 /m) w (kN/m/m) υ Contiguous Bored Pile (CBP) - 2,66 × 10 7 1,04 × 10 7 1,63 × 10 5 2,04 0,15 Capping Beam CBP - 2,66 × 10 7 1,40 × 10 7 6,54 × 10 5 18,00 0,15 Fondasi tiang bor untuk DPT pengganti - 2,66 × 10 7 5,22 × 10 6 8,16 × 10 4 2,05 0,15 Fondasi gudang - 2,66 × 10 7 1,01 × 10 7 8,42 × 10 5 4,79 0,15 Lantai gudang - 2,66 × 10 7 3,99 × 10 6 7,48 × 10 3 3,60 0,15 DPT 24,00 2,66 × 10 7 - - - 0,15

## 4. HASIL DAN PEMBAHASAN
Tabel 3 menunjukkan faktor keamanan terhadap kestabilan eksternal DPT eksisting berdasarkan perhitungan konvensional. Sebagai catatan, cek pada Tabel 3 bernilai O.K. apabila nilai FK O , FK S , lebih besar dari FK R dan q max dan e bernilai kurang dari q all dan B /6. Sebaliknya, cek bernilai N.G. ( not good ) apabila nilai FK O , FK S , lebih kecil dari FK R dan q max dan e bernilai lebih dari q all dan B /6. Hasil analisis pada Tabel 3 mengindikasikan bahwa desain DPT tidak memenuhi kriteria baik terhadap kestabilan terhadap guling, geser lateral, daya dukung, maupun terhadap persyaratan eksentrisitas fondasi dinding. Kemudian, berdasarkan hasil analisis balik, nilai FK terhadap kestabilan global DPT eksisting pada kondisi jangka pendek adalah 1.03 dengan pola keruntuhan seperti yang digambarkan oleh Gambar 9. Dengan demikian, hasil analisis numerik dan dengan perhitungan konvensional mengonfirmasi hasil observasi  lapangan  bahwa  DPT  eksisting  mengalami  kegagalan  geser  lateral  dan  daya  dukung  dengan  pola keruntuhan seperti yang ditampilkan pada Gambar 9. Hal ini disebabkan oleh kekuatan tanah timbunan dan tanah
dasar yang rendah. Kekuatan tanah timbunan yang rendah dapat diakibatkan oleh kualitas pemadatan yang kurang baik dan sistem drainase dinding yang tidak bekerja dengan baik, sehingga infiltrasi air hujan dapat tidak dapat segera dialirkan keluar dari tanah timbunan dan air mengisi rongga-rongga tanah timbunan serta melunakannya. Kemudian, berdasarkan hasil wawancara pada saat observasi lapangan, penyelidikan tanah tidak dilakukan sebelum konstruksi dinding penahan tanah eksisting. Dengan demikian, kualitas tanah dasar yang buruk tidak teridentifikasi.
Tabel 3 . Faktor keamanan eksternal dinding eksisting
Kondisi Kestabilan guling Kestabilan geser Daya dukung Eksentrisitas fondasi FK O FK R Cek FK S FK R Cek q max (kN/m 2 ) q all (kN/m 2 ) Cek e (m) B /6 (m) Cek Jangka pendek 1,50 2,00 N.G 0,49 1,50 N.G. 418,8 35,4 N.G. 1,36 0,68 N.G. Jangka panjang  2,06 2,00 O.K. 1,02 1,50 N.G. 347,1 95,2 N.G. 1,01 0,68 N.G.
Sebagai langkah perbaikan, DPT pengganti berupa dinding kantilever beton dengan fondasi diperkuat dengan fondasi  tiang  bor  dan  CBP  dengan  dimensi  seperti  yang  ditunjukkan  pada  Gambar  8b  dan  Gambar  8c  perlu dikonstruksi. Selain itu, tanah timbunan pengganti diperlukan untuk mereduksi tekanan tanah yang bekerja pada dinding. Material timbunan pengganti yang digunakan merupakan material tanah kohesif dengan nilai minimum s u = 50 kN/m 2 dan nilai c' = 4 kN/m 2 dan ϕ' = 35 o , atau setara dengan nilai CBR ( California Bearing Ratio ) lapangan yang diperoleh dari uji DCP ( Dynamic Cone Penetrometer ) sebesar 8.5% (Livneh & Ishai, 1987). Tabel 4 dan Tabel 5  secara  berturut-turut  menampilkan  hasil  analisis  kestabilan  eksternal  dan  global  DPT  pengganti.  Hasil menunjukkan  bahwa  desain  DPT  pengganti  telah  memenuhi  kriteria  desain  baik  terhadap  kestabilan  eksternal maupun kestabilan global, sehingga desain DPT pengganti direkomendasikan untuk dikonstruksi.
Gambar 9. Bidang gelincir pada kondisi dinding eksisting
Tabel 4 . Faktor keamanan eksternal dinding penahan tanah pengganti
Kondisi Kestabilan guling Kestabilan geser Daya dukung Eksentrisitas fondasi FK O FK R Cek FK S FK R Cek q max (kN/m 2 ) q all (kN/m 2 ) Cek e (m) B /6 (m) Cek Jangka pendek 4,42 2,00 O.K. 2,81 1,50 O.K. 473,3 861,1 O.K. -0,08 0,67 O.K. Jangka panjang  3,18 2,00 O.K. 2,04 1,50 O.K. 473,3 998,5 O.K. 0,22 0,67 O.K. Tabel 5 . Faktor keamanan global dinding penahan tanah pengganti Kondisi Kestabilan global FK FK R Cek Jangka pendek (selesai konstruksi) 4,03 1,30 O.K. Jangka panjang (masa layan) 2,58 1,50 O.K. Gempa 1,57 1,10 O.K.

## 5. KESIMPULAN DAN SARAN
Makalah  ini  memaparkan  hasil  evaluasi  kegagalan  dinding  penahan  tanah  bertipe  gravitasi  di  Cikupa, Tangerang, Banten berdasarkan hasil observasi lapangan dan analisis dengan menggunakan metode elemen
hingga dan metode konvensional. Selain itu, desain dinding penahan tanah pengganti direkomendasikan pada makalah ini sebagai langkah perbaikan dinding eksisting. Berdasarkan hasil observasi dan analisis, dinding  penahan  tanah  eksisting  diindikasikan  mengalami  kegagalan  geser  dan  daya  dukung  yang diakibatkan  oleh kualitas  timbunan  dan  kekuatan  tanah  dasar  yang  kurang  baik dan tidak teridentifikasi karena  tidak  adanya  penyelidikan  tanah  sebelum  konstruksi  dinding  penahan  tanah.  Perbaikan  dinding penahan  tanah  eksisting  berupa  penggantian  menjadi  dinding  kantilever  beton  dengan  fondasi  yang diperkuat oleh tiang bor direkomendasikan. Selain itu, diperlukan contiguous bored pile sebagai dinding penahan tanah yang melindungi struktur gudang pada saat dinding penahan tanah pengganti dikonstruksi. Desain  dinding  kantilever  pengganti  pada  makalah  ini  telah  memenuhi  kriteria  keamanan  terhadap kestabilan eksternal dan kestabilan global.

## DAFTAR PUSTAKA
ACI  Committee  318.  2008. ACI  318M-08:  Building  code  requirement  for  structural  concrete  and commentary . ACI, Michigan, USA.
Badan Standardisasi Nasional. 2017. SNI 8460-2017: Persyaratan perancangan geoteknik . BSN, Jakarta, Indonesia.
Brinkgreeve,  R.  B.  J.,  Shen,  R.  F.  2011.  Structural  Elements  and  Modelling  Excavations  in  Plaxis. PowerPoint Presentation File, Delft, the Netherlands.
Budhu, M. 2011. Soil mechanics and foundation. 3rd edition. John Wiley and Sons , New Jersey, USA.
Caquot, A., and Kerisel, J. 1953. Sur le terme de surface dans le calcul des fondations en milieu pulverulent .  Proceedings  of  Third  International  Conference  on  Soil  Mechanics  and Foundation Engineering , 16-27 August, Zurich, Swiss.
Das, B. 2011. Principles of foundation engineering. 7th ed. Cengage Learning , Stamford, USA.
Hanna, A. M. and Meyerhof, G. G. 1981. Experimental evaluation of bearing capacity of footings subjected to inclined loads. Canadian Geotechnical Journal . 18 (4), pp. 599–603.
Hansen,  J.  B.  1970.  A  revised  and  extended  formula  for  bearing  capacity. Bulletin  28,  Danish Geotechnical Institute , Copenhagen, Denmark.
Livneh,  M.  and  Ishai,  I.  1987.  Pavement  and  material  evaluation  by  dynamic  cone  penetrometer. Proceedings of Sixth International Conference, Structural Design of Asphalt Pavements , 13-17 July, Michigan, USA.
Meyerhof,  G.  G.  1963.  Some  recent  research  on  the  bearing  capacity  of  foundations. Canadian Geotechnical Journal . 1 (1), pp. 16–26.
Prandtl, L. 1921. Über die eindringungsfestigkeit (härte) plastischer baustoffe und die festigkeit von schneiden. Zeitschrift für angewandte Mathematik und Mechanik . 1 (1), pp. 15–20.
Reissner,  H.  1924.  Zum  Erddruckproblem.  Proceedings  of  First  International  Congress  of  Applied Mechanics, Delft, the Netherlands.
Schmertmann, J. H. 1969. Dutch friction cone penetration exploration of research area at Field 5, Eglin Air Force  Base,  Florida,  US  Army  Waterways  Experimental  Station,  Vicksburg,  Mississippi.  Contract Report S-69-4.
Vesic, A. S. 1973. Analysis of ultimate loads of shallow foundation . Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, American Society of Civil Engineers (ASCE) . 99 (1), pp. 45 –73. Yewalekar, M. B., Yewalekar, M. B., Jain, V. S., Samleti, A. T., Ghorpade, K. H. 2020. Causes of failure of  retaining  wall  and  it’s  prevention:  a  review. International  Journal  of  Engineering,  Science,  and Computing (IJESC) . 10(3).