Journal homepage: http://iptek.its.ac.id/index.php/jats
Analisis  Profil Hollow  Steel  Plate  Girder (HFSPG)  Sebagai  Alternatif  Profil  Baja Canai Dingin
Muhammad Syamsu Bachri 1,* , Budi Suswanto 1
Departemen Teknik Sipil, Institut Teknologi Sepuluh Nopember, Surabaya 1 Koresponden*, Email: arisyamsu@gmail.com
Info Artikel Abstract
Diajukan                  23 November 2022
Diperbaiki                04 Februari 2023 Disetujui                  18 Februari 2023 Keywords: hollow steel plate girder, four point bending, numerical analysis,
ABAQUS
Hollow Flange Steel Plate Girder (HFSPG) is I-profile steel in the form of a square with holes on the wings and plates on the body. The process of forming this profile requires a cold-formed process. The connection between the body  and the flange uses a welded joint which serves to reduce the occurrence of joint failure between the body and the flange. Perforated flange steel profiles are expected to be better values in rigidity and strength than cold-formed steel, due to the geographical locations of Indonesia which are prone to natural disasters, so the profile is not prone  to  local  buckling.  As a  result,  variations  in  the  thickness  of  the perforated  flange  steel profile will be carried out in this research. In this research, a numerical study (finite element method)  will  be  carried out on  the  profile of  Hollow  Steel  Plate  Girder.  Based  on  numerical studies, the moment capacity of the profile, hysteretic curve, ductility, profile failure patterns, and connections between perforated flange steel profiles will be reviewed. Parameter of testing using results from previous research will be developed according to the required modeling.
Kata kunci: hollow steel plate girder , four point bending, analisis numerik, ABAQUS

## Abstrak
Hollow  Flange  Steel  Plate  Girder (HFSPG)  merupakan  profil-I  baja  yang  berbentuk  persegi berlubang  pada  bagian  sayap  dan  pelat  pada  bagian  badan.  Proses  pembentukan  profil  ini memerlukan proses cold-formed . Sambungan antara bagian badan dengan sayap menggunakan sambungan las yang berfungsi mengurangi terjadinya kegagalan sambungan antara bagian badan dengan sayap. Profil baja sayap berlubang diharapkan memiliki nilai kekakuan dan kekuatan yang lebih baik dibandingkan dengan baja canai dingin, karena letak geografis Negara Indonesia yang rawan  bencana  alam,  sehingga  profil  tersebut  tidak  mudah  mengalami local  buckling. Dalam penelitian ini, akan dilakukan studi numerik (finite element method) mengenai profil Hollow Steel Plate Girder. Berdasarkan studi numerik akan ditinjau mengenai kapasitas momen profil, kurva histerisis,  daktilitas,  pola  kegagalan  profil,  dan  sambungan  antar  profil  baja  sayap  berlubang. Parameter pengujian menggunakan hasil penelitian sebelumnya yang akan dikembangkan sesuai dengan pemodelan yang dibutuhkan.

## 1. Pendahuluan
Indonesia merupakan negara rawan bencana alam seperti gempa  bumi,  angin  puting  beliung,  tanah  longsor,  karena terletak  pada  area Ring  of  Fire atau  cincin  api.  Dengan kondisi  tersebut,  perencanaan  suatu  struktur  konstruksi bangunan  perlu  diperhatikan  terutama  pada  penggunaan material  yang  akan  digunakan.  Pemilihan  penggunaan material  bangunan  berdasarkan  kekuatan  material,  fungsi bangunan, ketersediaan dana owner , dan durasi pelaksanaan. Seiringnya  berjalannya  waktu  material  baja  mengalami perkembangan. Pada tahun 1939, Prof. George Winter yang berasal  dari  Universitas  Cornell  melakukan  penelitian material  baja  yang  dibentuk  dengan  menggunakan  proses pendinginan sebuah pelat baja dan dapat disebut sebagai baja ringan  ( Cold  Form  Steel ).  Material  ini  memiliki  ketebalan berkisar 0,4 – 1 mm sehingga dikategorikan sebagai material tipis ( thin walled ) dan memiliki tegangan leleh yang sangat tinggi mencapai 550 MPa[1].
Baja  ringan  sangat  digemari  oleh  masyarakat  karena harganya  lebih  terjangkau  daripada  material  baja.  Selain biaya,  baja  ringan  juga  memiliki  berat  struktur  yang  lebih ringan, tahan terhadap karat dan keropos, serta memiliki kuat tarik  yang  mumpuni.  Baja  ringan  memiliki  durasi pelaksanaan  pemasangan  yang  lebih  cepat  daripada  baja konvensional,  karena  penyambungan  antara  material  baja sangat mudah dan baja ringan mudah untuk dibentuk. Namun baja ringan memiliki kelemahan pada ketebalan profil yang tergolong  tipis  sehingga  bersifat  tidak  kaku  sehingga mengakibatkan  mudah  mengalami  tekuk  atau buckling [2]. Selain  itu  material  baja  ringan  kanal  bersifat  monosimetris yang berarti material ini memiliki 1 bidang simetris, sehingga material ini lebih cocok digunakan untuk konstruksi bentang pendek  [3].  Berdasarkan  permasalahan  di  atas,  diperlukan suatu alternatif material baja yang memiliki variasi dimensi, kekuatan  tekuk,  dan  kekakuan  yang  lebih  baik  daripada material  baja  ringan  kanal.  Alternatif  ini  merupakan  baja
Muhammad Syamsu Bachri dkk, Jurnal Aplikasi Teknik Sipil, Volume 21, Nomor 1, Februari 2023 (77-86) 78
yang  memiliki  lubang  atau hollow pada  bagian  sayap ( flange ).
Material baja sayap berlubang mengalami perkembangan sejak  tahun  1993,  dilakukan oleh  Perusahaan  Palmer  Tube Mills  [3].  Material  yang  pertama  kali  digunakan  oleh perusahaan ini berupa “ dog bone ” ( Gambar 1 ) yang disebut Hollow  Flange  Beam (HFB)  [4].  Material  ini  memiliki kelemahan yaitu penyambungan pada bagian sayap dengan bagian badan, karena bagian sayap yang berbentuk segitiga sehingga  mengalami  kesulitan  ketika  menyambung  dengan bagian badan [3]. Sebagai akibatnya, dikembangkan material Lite Steel Beam (LSB). Material LSB memiliki bentuk seperti baja  ringan  dan  bersifat  monosimetris  namun  pada  bagian sayap terdapat lubang persegi yang terdapat pada Gambar 2 . LSB lebih cocok digunakan  pada bangunan yang memiliki bentang  pendek  karena  sifatnya  yang  monosimetris.  Avery et. al. [5], Anapayan et. al. [6], dan Mahendran [7] melakukan pengamatan  terhadap  kapasitas  lentur  dari  HFB  dan  LSB dengan  metode  eksperimen  dan  numerik.  Namun  dalam proses  produksi,  material  LSB  tergolong  tidak  ekonomis, sehingga produksi material ini dihentikan [3].
Gambar 1 . Material baja Hollow Flange Beam (HFB) [4]
Gambar 2 . Material baja Lite Steel Beam (LSB) [5]
Pada  tahun  2016,  Siahaan  et.  al.  telah  melakukan penelitian  mengenai  baja  sayap  berlubang  menggunakan sambungan  sekrup,  baut,  dan  paku  keling  yang  meng- hubungkan  sayap  dengan  bagian  badan  ( Gambar  3 )  [8].
Terdapat kekurangan dalam percobaan ini yang terletak pada saat proses penyambungan karena adanya rongga antara pelat penyambung  dengan konektor yang mengakibatkan adanya sambungan yang terputus [3]. Material ini tidak dapat diapli- kasikan pada bentang diatas 15 meter.
Gambar 3 . Material baja sayap berlubang dengan sambungan paku keling [9]
Pada  umumnya,  material  yang  digunakan  untuk  bentang panjang  berjenis hot – rolled dengan profil  I dan memiliki bentang 9 – 30 meter. Dong & Sause [9], Wimer [10], Kim [11],  dan  Hassanain  &  Silvestre  [12]  dalam  Perera  & Mahendran [3], melakukan penelitian pada material Concrete Filled Tubular Flange Girder (CTFG) dan Hollow Tubular Flange Plate Girder (HTFPG) untuk jembatan. Akan tetapi pemodelan numerik  kedua  material  yang  sangat  kompleks, sehingga dibutuhkan suatu penelitian terhadap material baja sayap berlubang yang dapat dimodelkan secara numerik.
Pada  tahun  2018,  Perera  &  Mahendran    melakukan penelitian  numerikal  material  baja  sayap  berlubang  atau Hollow Steel Plate Girder (HFSPG) [3]. Terdapat perbedaan material pada penelitian yang dilakukan oleh Siahaan et. al. yaitu pada sambungan antara sayap dengan badan [8]. Perera & Mahendran menggunakan sambungan las pada material ini ( Gambar  4 )  [3].  Hal  ini  bertujuan  untuk  meminimalisir terjadinya kegagalan pada sambungan yang mengakibatkan kekuatan baja sayap berlubang berkurang. Terdapat 12 model HFSPG  dengan  dimensi  dan  spesifikasi  material  yang ditentukan oleh Perera & Mahendran [3], seperti pada Tabel 1 .
Gambar 4 . Material baja sayap berlubang (HFSPG) [3]
Material HFSPG diuji dengan metode four-point bending test dengan  ketentuan  yang  tercantum  pada Gambar  5 . Perletakan  yang  digunakan  pada  pemodelan  ini menggunakan perletakan sendi dan rol. Terdapat 2 titik beban yang dimodelkan pada benda uji dengan nilai sebesar 500 kN [3].
Tabel 2 . Kapasitas Momen Ultimate Material HFSPG [3] No.  Dimensi Spesimen Ultimate Moment (kNm) 1 HFSPG-75 x 25 x 2.5-100 x 3 26,24 2 HFSPG-75 x 25 x 1.6-100 x 3 15,80 3 HFSPG-75 x 25 x 1.6-150 x 1.6 22,16 4 HFSPG-75 x 25 x 1.6-200 x 1.6 28,29
Proses pemodelan material HFSPG  menghasilkan kapasitas momen ultimate dan jenis buckling yang terjadi pada benda pemodelan[3].  Kapasitas  momen ultimate material  HFSPG dapat  disajikan  dalam Tabel  2 .  HFSPG-12  merupakan material  yang  memiliki  nilai  kapasitas  momen ultimate tertinggi dikarenakan dimensi dan mutu material yang besar. Terdapat 2 jenis buckling yang terjadi pada hasil pemodelan yaitu Flange Local Buckling (FLB) dan Web Local Buckling (WLB)  seperti  pada Tabel  3 .  Sebagian  besar  material HFSPG  mengalami  FLB  dikarenakan  bagian  sayap  yang berlubang  sehingga  pada  saat  pembebanan,  bagian  akan mengalami  tekuk  terlebih  dahulu.  Akan  tetapi  terdapat beberapa  pemodelan  yang  mengalami  tekuk  dengan  jenis WLB. Hal tersebut dikarenakan dimensi pada bagian badan yang terlalu tinggi.

## 2. Metode
Pemodelan ini bertujuan untuk mengevaluasi pemodelan numerik  HFSPG-1,  HFSPG-5,  HFSPG-7,  dan  HFSPG-8 yang telah dilakukan oleh [3] dengan dilakukan pendekatan analisis  numerik  menggunakan  program  bantu  ABAQUS. Dalam  pengujian  secara  numerik  ini  digunakan  beberapa properties  material yang  sesuai  dengan  pengujian  [3], dimana digunakan mutu baja dengan spesifikasi yang dapat dilihat  pada Tabel  1 .  Mutu  baja  pada  bagian  sayap  profil memiliki  nilai  lebih  besar  jika  dibandingkan  dengan  mutu badan,  hal  tersebut  diakibatkan  oleh  lubang  yang  terdapat pada  bagian  sayap  dan  diharapkan  dapat  meningkatkan kapasitas  momen  profil  meskipun  bagian  sayap  terdapat lubang. Apabila terdapat perbedaan mutu pada bagian sayap dengan badan, maka sambungan antara kedua bagian tersebut menggunakan  sambungan  las,  hal  ini  dapat  menyebabkan kurang  efisien  dan  menimbulkan  kesulitan  pada  proses penyambungan dengan las. Apabila mutu sayap dengan mutu badan bernilai sama, hal ini dapat menaikan nilai kapasitas momen  profil  tanpa  memerlukan  sambungan  las,  karena konsep  dari cold  form menggunakan  lembaran  baja.  Jika mutu dan tebal bagian sayap dengan badan sama, hal tersebut menyebabkan bagian sayap lebih kuat dibandingkan dengan bagian  badan  material.  Sebagai  akibatnya,  akan  terjadi buckling pada bagian badan maka kapasitas momen nominal profil akan turun secara drastis.
Perhitungan kurva hubungan tegangan-regangan HFSPG sebagai input pada program bantu ABAQUS dapat dilakukan dengan  menggunakan  Persamaan Ramberg-Osgood yang disajikan dalam Persamaan 1 hingga Persamaan 3.
𝜀 = 100. 𝜀 − (1)
𝑛 = . (2)
𝜀 = + 0,002 ∙ (3) Dimana:
 us = uniform strain  r = elongation (%) E = modulus elastisitas (MPa) F tu = tegangan ultimate (MPa) Tabel 1 . Dimensi dan Spesifikasi Material HFSPG [3] No. Dimensi Spesimen b fo (mm) d f (mm) d w (mm) d (mm) t w (mm) t f (mm) Mutu Baja (MPa) W F 1 HFSPG-75 x 25 x 2.5-100 x 3 75 24.5 101 150 2.97 2.47 238.5 451 2 HFSPG-75 x 25 x 1.6-100 x 3 75 23.5 101 148 2.97 1.57 238.5 449 3 HFSPG-75 x 25 x 1.6-150 x 1.6 75 24.25 151 199.5 1.58 1.57 284.5 449 4 HFSPG-75 x 25 x 1.6-200 x 1.6 75 23.75 200.5 248 1.58 1.57 284.5 449
Muhammad Syamsu Bachri dkk, Jurnal Aplikasi Teknik Sipil, Volume 21, Nomor 1, Februari 2023 (77-86) 80
F ty = tegangan leleh (MPa)
 e
= engineering stress (MPa)  e = engineering strain
(mm)
Berdasarkan  hasil  Persamaan  3  dihasilkan  kurva hubungan tegangan dan regangan bagian flange dan web HFSPG yang dapat  disajikan  pada Gambar  6 dan Gambar  7 .  Langkah selanjutnya  adalah  memodelkan  pembebanan four-point bending sesuai  dengan Gambar  5 .  Pemodelan  HFSPG flange dan web mengacu pada Tabel 1 .
Proses  awal  pemodelan  benda  uji  baja  sayap berlubang pada  program  bantu  ABAQUS  diawali  dengan input data material  yang  diperlukan  seperti part , property,  assembly, step, interaction, load , dan mesh . Benda uji pada menu part menggunakan  model  3D deformable.  Base  future yang digunakan  adalah shell dengan  tipe extrusion .  Penggunaan model tersebut berdasarkan pada penelitian yang dilakukan oleh [3]. Hasil dari kurva Ramberg-Osgood dan data material yang  terdapat  pada Gambar  6 dan Gambar  7 dimasukan pada program bantu ABAQUS pada menu property material .
Tabel 3 . Jenis Buckling pada HFSPG [3] No. Dimensi Spesimen Buckling Mode 1 HFSPG-75 x 25 x 2.5-100 x 3 FLB 2 HFSPG-75 x 25 x 1.6-100 x 3 FLB 3 HFSPG-75 x 25 x 1.6-150 x 1.6 FLB 4 HFSPG-75 x 25 x 1.6-200 x 1.6 FLB/WLB
Gambar 6 . Kurva stress-strain pada bagian sayap HFSPG 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 St re ss (M Pa ) Strain (mm) Input Material dengan Mutu F y 238,5 MPa (a) (b) (c) Gambar 5 . Skema pembebanan four-point bending test HFSPG [3]
Selanjutnya  setelah  material  didefinisikan,  dilakukan assembly dari  pemodelan  tersebut,  dimana assembly disesuaikan  mengikuti  dengan  spesimen  yang  digunakan untuk tahap analisis. Hasil akhir dari assembly dapat dilihat pada Gambar  8 .  Tahapan  berikut  menentukan input tipe pembebanan pada menu step .
Gambar 7 . Kurva stress-strain pada bagian badan HFSPG
Tipe  pembebanan  menggunakan static-general .  Nilai Time period sebesar  1  detik  dengan  menggunakan nlgeom . Increment size digunakan initial (0,1 detik), minimum (1E- 016),  dan maximum (0,1) . Berdasarkan  parameter  yang ditinjau  untuk  proses  verifkasi  benda  uji,  pada  menu field output dilakukan  pemilihan  parameter  yang  terdiri  dari stresses, strains, displacement/velocity/acceleration, forces/reactions, dan contact .
Gambar 8 . Tahap assembly pada program bantu ABAQUS Setelah  menentukan step yang  akan  digunakan,  maka langkah  selanjutnya  yaitu  menentukan interaction yang meliputi  jenis  tumpuan,  titik  beban,  serta  interaksi  yang terjadi  antara  titik  beban  maupun  perletekan  dengan benda uji. Interaksi yang digunakan pada titik beban menggunakan interaksi  tipe Multi  Point  Constraint (MPC)  seperti  pada Gambar  9 . Control  points yang  dimasukan  pada  program menggunakan reference point yang telah ditentukan letaknya sesuai  dengan Gambar  5 dan input  surface menggunakan
bagian  badan  dari  profil  benda  uji  yang  telah  di-meshing. Pada interaksi tumpuan menggunakan tipe rigid body dengan tipe pin ( nodes ).  Jenis tumpuan  yang digunakan terdapat  3 jenis yaitu tumpuan jepit, rol, dan penahan lateral. Point yang digunakan  merupakan reference  point dari  titik  perletakan, sedangkan untuk pin (nodes) menggunakan garis tepi yang telah dipartisi pada tahap sebelumnya ( Gambar 10 ).
Pada  menu load berfungsi untuk menentukan boundary condition serta nilai beban yang akan digunakan untuk proses running pada program bantu. Boundary condition untuk titik perletakan menggunakan displacement/rotation dengan tipe step yaitu initial . Titik pembebanan menggunakan boundary condition dengan  tipe  yang  sama  pada  titik  perletakan, namun tipe step yang digunakan merupakan Loading Step .
Gambar 9 . Interaksi MPC yang digunakan dalam pemodelan
Gambar 10 . Titik perletakan dengan tipe rigid body
Tahapan sebelum melakukan running pemodelan benda uji adalah tahap meshing . Meshing yang digunakan bertipe quadratic dengan family yaitu shell .  Penggunaan reduced integration berfungsi  untuk  meminimalisir  terjadinya kegagalan  atau error pada  saat  proses running .  Ukuran meshing yang digunakan pada benda uji sebesar 5  5 mm . Apabila  semua  tahapan  telah  dilakukan  maka  proses pemodelan dilanjutkan dengan running pemodelan benda uji. Perhitungan  secara  analitis  juga  dilakukan  dengan menggunakan  acuan  peraturan  SNI  1729:2020[13]. Perhitungan analitis dilakukan dengan tujuan sebagai cross check antara hasil kapasitas momen pada pemodelan dengan perhitungan  analitis.  Langkah  pertama  dalam  menghitung kapasitas  momen  adalah  menghitung  nilai  momen  inersia, modulus  elastis,  dan  modulus  plastis  yang  disajikan  dalam Persamaan 4 hingga Persamaan 8
𝐼 = − − ( )( ) (4)
440 450 460 470 480 490 500 510 520 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 St re ss (M Pa ) Strain (mm) Input Material dengan Mutu F y 449 MPa
𝐼 = −
− ( )( ) (5)
𝑆 = × (6) 𝑆 = × (7)
𝑍 = − ( ) − ℎ − 2𝑡 𝑏 − 2𝑡 ∙ (ℎ − ℎ ) (8) Dimana: I x
= momen inersia profil pada sumbu x (mm 4 )
I y = momen inersia profil pada sumbu y (mm 4 )
S x = modulus elastis profil pada sumbu x (mm 3 ) S y = modulus elastis profil pada sumbu y (mm 3 )
Z x = modulus plastis profil pada sumbu x(mm 3 ) h = tinggi profil (mm) b = lebar profil (mm) h f = tinggi flange profil (mm) t w = tebal web profil (mm) t f = tebal flange profil (mm)
Kapasitas  momen  profil  menggunakan  nilai  terendah yang  dihasilkan  oleh  kondisi  pada  batas  tekuk  lokal  sayap dan tekuk torsi lateral [13]. Tekuk lokal sayap tekan terbagi menjadi  3  kondisi  meliputi  penampang  kompak,  tidak kompak, dan langsing. Tekuk torsi lateral terbagi menjadi 3 kondisi  yaitu  bentang  pendek,  bentang  menengah,  dan bentang panjang.
A. Tekuk Lokal Sayap Penampang Jenis tekuk lokal sayap penampang menentukan nilai dari kapasitas  momen  profil.  Berikut  perumusan  untuk menentukan jenis tekuk lokal sayap.
 Penampang Sayap
𝜆 = (9) 𝜆 = 1,12 (10) 𝜆 = 1,40 (11) Dimana: E
= modulus elastisitas (N/mm 2 ) f y = mutu baja bagian sayap (N/mm 2 )  p ,  r = harga batas [13]
 Penampang Badan
𝜆 = ℎ 𝑡 𝑤 (12)
𝜆 = 3,76 (13) 𝜆 = 5,70 (14)
Dimana:
E = modulus elastisitas (N/mm 2 ) f y
= mutu baja bagian badan (N/mm 2 )  p ,  r = harga batas [13]
Apabila  syarat  dari  penampang  kompak  terpenuhi  pada seluruh bagian profil (  <  p ), maka profil tersebut berjenis kompak. Namun, apabila syarat tersebut tidak dipenuhi pada salah satu bagian profil, maka profil tersebut tergolong tidak kompak  atau  langsing  (  >  p ).  Proses  selanjutnya  adalah menghitung kapasitas momen berdasarkan jenis penampang. Berikut  perumusan  kapasitas  momen  berdasarkan  jenis penampang.
 Penampang Kompak
𝑀 = 𝑀 = 𝑍 × 𝑓 (15)
 Penampang Sayap Tidak Kompak
𝑀 = 𝑀 − 𝑀 − 0,7𝑓 𝑆 (16)
 Penampang Sayap Langsing ( Slender ) 𝑀 = , (17)
Dimana: 𝑘 = / (18) d
= tinggi bagian badan (mm)
B. Tekuk Torsi Lateral Penampang
Jenis  tekuk  torsi  lateral  penampang  juga  berpengaruh terhadap  nilai  kapasitas  momen.  Berikut  perumusan  untuk menentukan jenis tekuk torsi lateral.
 Bentang Pendek ( L b < L p ) 𝐿 = 1,76𝑟 (19)
𝑀 = 𝑀 = 𝑍 × 𝑓 (20) Dimana:
𝑟 = (21) r y = radius girasi terhadap sumbu y (mm) A = luas profil (mm 2 )
 Bentang Menengah ( L p ≤ L b ≤ L r ) 𝐿 = 1,95𝑟 , + + 6,76 , (22) 𝑀 = 𝐶 𝑀 − 𝑀 − 0,7𝑓 𝑆 ≤ 𝑀 (23) Dimana: 𝑟 = (24)
C b = koefisien momen lentur
j
= konstanta torsi (mm 4 )
h o = jarak antara titik berat sayap (mm)  Bentang Panjang ( L b > L r )
𝑀 = 𝐹 𝑆 ≤ 𝑀 (25) Dimana: 𝐹 = 1 + 0,078 (26) 3. Hasil dan Pembahasan
Dari  pemodelan  ABAQUS,  didapatkan  hasil  berupa model buckling yang  dialami  oleh  model  validasi  dan hubungan antara kapasitas momen dengan displacement . a. Model buckling model validasi
Pada penelitian yang dilakukan oleh Perera & Mahendran [3], menunjukan terdapat 2 jenis buckling yang dialami oleh pemodelan  yang  disajikan  pada Gambar  11 dan Tabel  4 . Buckling yang terjadi yaitu flange local buckling (FLB) dan web  local  buckling .  Pada  pemodelan  validasi  HFSPG-1, HFSGP-5,  dan  HFSPG-7, buckling yang  terjadi  berjenis flange  local  buckling .  Namun  pada  pemodelan  validasi HFSPG-8, buckling yang terjadi pada bagian flange dan web dari pemodelan validasi. Buckling yang terjadi pada bagian web HFSPG-8 diakibatkan karena dimensi tinggi web yang lebih  besar  dibandingkan  dengan  dimensi  tinggi web HFSPG-1,  HFSPG-5, dan HFSPG-7. Buckling yang terjadi pada pemodelan validasi sesuai dengan buckling yang terjadi pada pemodelan penelitian Perera & Mahendran [3]. b. Kurva  hubungan  antara  kapasitas  momen  dengan displacement
Terdapat  perbedaan  nilai  kapasitas  momen  dan  nilai
displacement pada saat kapasitas momen maksimum pemo- delan
validasi dengan pemodelan penelitian. Pemodelan  validasi  HFSPG-1  mencapai  nilai  kapasitas momen  maksimum  pada  nilai  27,34  kNm  dengan displacement 24,35  mm,  sedangkan  pemodelan  eksperi- mental  HFSPG-1  memiliki  nilai  kapasitas  momen  sebesar 27,23  kNm  dengan displacement sebesar  29,29  mm. Pemodelan  validasi  HFSPG-5  mencapai  nilai  kapasitas momen  maksimum  dengan  nilai  16,26  kNm  dengan displacement 12,95  mm,  sedangkan  pada  penelitian  men- capai  kapasitas  momen  maksimum  16,28  kNm  dengan displacement sebesar  20,49  mm.  Pemodelan  validasi HFSPG-7  memiliki  nilai  kapasitas  momen  maksimum sebesar 22,21 kNm dengan displacement sebesar 15,96 mm, sedangkan  pada  pengujian  eksperimental  nilai  kapasitas momen  maksimum  mencapai  22,08  kNm  dengan displa- cement sebesar 15,59 mm. Pada HFSPG-8 validasi, kapasitas momen maksimum berada di angka 28,15 kNm dengan nilai displacement sebesar 11,25 mm, sedangkan pada pemodelan eksperimental  nilai  kapasitas  momen  maksimum  mencapai 27,69 kNm dengan nilai displacement 10,35 mm.
Selisih  nilai  kapasitas  momen  maksimum  pemodelan validasi dengan pemodelan penelitian berada di bawah nilai 5%  ( Tabel  5 ),  sehingga  parameter  yang  digunakan  pada
(a) Buckling pada bagian sayap HFSGP-1
(b) Buckling pada bagian sayap HFSGP-5
(c) Buckling pada bagian sayap HFSGP-7
(d) Buckling pada bagian sayap dan badan
HFSGP-8
Gambar 11 . Buckling yang terjadi pada model validasi
model  validasi  sudah  mendekati  dengan  parameter  yang digunakan pada penelitian Perera & Mahendran [3]. Untuk memudahkan  dalam  melakukan  perbandingan  grafik  hasil dari pemodelan validasi dengan penelitian, maka grafik dari kedua hasil tersebut digabungkan menjadi satu pada Gambar 12 .
Tabel 4 . Rekapitulasi jenis buckling pada model validasi
Benda Uji Buckling Mode HFSPG-1 FLB HFSPG-5 FLB HFSPG-7 FLB HFSPG-8 WLB & FLB
Tabel 5 . Kapasitas Momen Ultimate Model Validasi dengan Penelitian Perera & Mahendran[3]
c. Perhitungan analitis kapasitas momen HFSPG
Hasil  perhitungan  analitis  dengan  mengacu  pada peraturan  SNI  1729:2020  [13],  menghasilkan  nilai  yang mendekati dengan hasil pemodelan dengan program bantu. Berdasarkan Tabel  6 ,  nilai  perhitungan  analitis  HFSPG-8 lebih besar jika dibandingkan dengan hasil pemodelan. Hal tersebut  diakibatkan  oleh  dimensi  tinggi  profil  HFSPG-8 terlalu tinggi sehingga tergolong langsing ( slender ), namun profil tersebut tergolong bentang pendek. Sebagai akibatnya nilai kapasitas momen perhitungan analitis profil HFSPG-8 lebih besar dibandingkan dengan pemodelan.
Selain  memperhitungkan  nilai  kapasitas  momen  setiap profil, perhitungan analitis juga bertujuan untuk menentukan jenis  penampang  profil.  Berdasarkan  hasil  perhitungan dengan Persamaan 4 hingga Persamaan 26, dihasilkan jenis penampang  profil  yang  tertulis  pada Tabel  7 .  Hasil perhitungan ini sesuai dengan penelitian yang dilakukan oleh [3].
Benda Uji Kapasitas Momen Ultimate Model Validasi (kNm) Kapasitas Momen Ultimate Penelitian [3] (kNm) Persentase Selisih Model Validasi dengan Eksperimental HFSPG-1 27,34 27,23 0,43% HFSPG-5 16,26 16,28 0,12% HFSPG-7 22,21 22,08 0,56% HFSPG-8 28,17 27,69 1,72% (a) Kurva kapasitas momen HFSGP-1 (b) Kurva kapasitas momen HFSGP-5
(c) Kurva kapasitas momen HFSGP-7 (d) Kurva kapasitas momen HFSGP-8
Tabel 6 Perbandingan Kapasitas Momen Validasi dengan Perhitungan Analitis
Tabel 7 . Jenis Penampang Profil Berdasarkan Perhitungan Analitis

## 4. Simpulan
Pemodelan analisis menggunakan finite element method atau numerik dilakukan untuk memvalidasi hasil eksperimen berupa  jenis buckling ,  kapasitas  momen  profil,  dan  jenis penampang.  Berdasarkan  hasil  verifikasi,  pemodelan numerikal sudah mendekati dengan model  eksperimen dari hasil buckling , kurva kapasitas momen dengan displacement , dan  jenis  penampang.  Namun  terdapat  perbedaan  pada kemiringan  kurva.  Hasil  kurva  pemodelan  validasi  lebih tegak dan lurus dibandingkan dengan hasil eksperimen. Hal tersebut diakibatkan  adanya  perbedaan pada tipe  MPC dan hardening yang  digunakan  pada  saat  pemodelan  dengan program  bantu.  Perbandingan  juga  dilakukan  dengan menggunakan  metode  perhitungan  analitis.  Berdasarkan hasil  perhitungan  analitis,  hasil  kapasitas  momen  dari pemodelan  validasi  juga  mendekati  dengan  perhitungan analitis.  Selain  itu,  jenis  penampang  yang  dihasilkan  dari perhitungan analitis sama dengan hasil eksperimen.

## Daftar Pustaka
[1] H.  Husnah,  N.  E.  Darfia,  and  F.  Hidayat,  “Analisis Struktur  Rangka  Baja  Ringan  Dan  Baja  Berat  (Wf)
Dengan  Metode  Bricscad  Dan  Metode  Elemen Hingga,” Siklus  J. Tek. Sipil , vol. 5, no. 2, pp. 87–96,
2019, doi: 10.31849/siklus.v5i2.3232.
[2] I.  N.  Dubina,  “Managing  creativity:  theoretical approaches to employees’ creativity development and regulation,” Int.  J.  Manag.  Concepts  Philos. ,  vol.  1, no. 4, p. 334, 2005, doi: 10.1504/ijmcp.2005.008532.
[3] N.  Perera  and  M.  Mahendran,  “Section  moment capacity tests of hollow flange steel plate girders,” J. Constr.  Steel  Res. ,  vol.  148,  pp.  97–111,  2018,  doi: 10.1016/j.jcsr.2018.04.034.
[4] P. Avery and M. Mahendran, “Finite element analysis of hollow flange beams with web stiffeners,” Int. Spec. Conf.  Cold-Formed  Steel  Struct.  Recent  Res.  Dev. Cold-Formed Steel Des. Constr. , pp. 227–242, 1996, doi: 10.1061/(asce)0733-9445(1997)123:9(1123).
[5] P.  Avery,  M.  Mahendran,  and  A.  Nasir,  “Flexural capacity  of  hollow  flange  beams,” J.  Constr.  Steel Res. ,  vol.  53,  no.  2,  pp.  201–223,  2000,  doi: 10.1016/S0143-974X(99)00067-X.
[6] T. Anapayan, M.  Mahendran, and D. Mahaarachchi, “Section moment capacity tests of LiteSteel beams,” Thin-Walled Struct. , vol. 49, no. 4, pp. 502–512, 2011, doi: 10.1016/j.tws.2010.12.004.
[7] T.  Anapayan  and  M.  Mahendran,  “Improved  design rules  for  hollow  flange  sections  subject  to  lateral distortional  buckling,” Thin-Walled  Struct. ,  vol.  50, no. 1, pp. 128–140, 2012, doi: 10.1016/j.tws.2011.09.004.
[8] R. Siahaan, M. Mahendran, and P. Keerthan, “Section moment  capacity  tests  of  rivet  fastened  rectangular hollow flange channel beams,” J. Constr. Steel Res. , vol.
125, pp. 252–262, 2016, doi: 10.1016/j.jcsr.2016.06.021.
[9] J.  Dong  and  R.  Sause,  “Flexural  strength  of  tubular flange girders,” J. Constr. Steel Res. , vol. 65, no. 3, pp. 622–630, 2009, doi: 10.1016/j.jcsr.2008.02.019.
[10] M.  R.  Wimer,  “Concrete  filled  rectangular  tubular flange girders with corrugated and flat webs,” Theses Diss. ,  no.  04,  2004,  [Online].  Available: http://preserve.lehigh.edu/etd/862
[11] B.-G. Kim and R. Sause, “Lateral Torsional Buckling Strength of Tubular Flange Girders,” J. Struct. Eng. , vol.  134,  no.  6,  pp.  902–910,  2008,  doi: 10.1061/(asce)0733-9445(2008)134:6(902).
[12] M. F. Hassanein and N. Silvestre, “Lateral-distortional buckling of  hollow  tubular  flange  plate  girders  with slender  unstiffened  webs,” Eng.  Struct. ,  vol.  56,  pp. 572–584, 2013, doi: 10.1016/j.engstruct.2013.05.028.
Benda Uji Kapasitas Momen Ultimate Model Validasi ( M )  M n (Perhitungan Analitis)  M n / M kNm kNm HFSPG-1 27,34 26,87 0,983 HFSPG-5 16,26 16.28 1,001 HFSPG-7 22,21 22,02 0,992 HFSPG-8 28,17 27,67 0,982 Profil Jenis Penampang Profil Overall Bagian Badan Bagian Sayap HFSPG-1 Kompak Non- kompak Non-kompak HFSPG-5 Kompak Langsing Langsing HFSPG-7 Non- Kompak Langsing Langsing HFSPG-8 Langsing Langsing Langsing
[13] BSN, “SNI 1729:2020 - Spesifikasi Untuk Bangunan Gedung  Baja  Struktural,” Badan  Stand.  Nas. ,  no.  8,
pp. 9–16, 2020.