Journal homepage: http://iptek.its.ac.id/index.php/jats

## Perilaku Histeresis Sambungan Circular Hollow Section (CHS) Tipe N Akibat Beban
Siklik
Gandhi Wisnu Hari Murti 1,* , Budi Suswanto 1 , Triwulan 1
Departemen Teknik Sipil, Institut Teknologi Sepuluh Nopember, Surabaya 1 Koresponden*, Email: gandhiwisnu42@gmail.com
Info Artikel Abstract
Diajukan                 17 Juni 2024
Diperbaiki               29 Juli 2024 Disetujui                 29 Juli 2024 Keywords: circular hollow section, joint, jacket, hysteretic.
Failure in steel construction using circular hollow section (CHS) profile often occurs at the joint. The test results show that there is high stress in the joint section, making failures occur in that area, because plastic hinge will form first at the joint section. Dynamic loads  work continuously can also increase the chance of joint failure. Therefore, it is necessary to analyze the capacity of circullar hollow section (CHS) steel connections through  hysteretic curves due to  dynamic loads acting on the structure. In this research, numerical analysis using ABAQUS auxiliary program has been conducted to validate the experimental test. The ultimate capacity, ductility ratio, and failure  modes  of  the  joints  have  also  been  evaluated  and  compared  between  the  numerical analysis and the experimental test results.

## Abstrak
Kata kunci: circular hollow section, sambungan, jacket, histeresis.
Kegagalan pada konstruksi baja tipe circular hollow section (CHS) ini sering kali terjadi pada bagian  sambungan.  Hasil  pengujian  menunjukkan  adanya  tegangan  yang  tinggi  pada  bagian sambungan sehingga membuat  kegagalan sering terjadi pada area tersebut, dikarenakan sendi plastis  akan  terbentuk  terlebih  dahulu  pada  bagian  sambungan.  Beban  dinamis  yang  bekerja secara terus menerus  juga dapat memperbesar peluang terjadinya kegagalan  sambungan. Oleh karena  itu,  harus  dilakukan  analisis  mengenai  kapasitas  sambungan  baja  tipe circular  hollow section  (CHS) melalui  kurva  histeresis  akibat  dari  adanya  beban  dinamis  yang  bekerja  pada struktur.  Dalam  penelitian  ini,  telah  dilakukan  analisis  numerik  menggunakan  program  bantu ABAQUS  untuk  memvalidasi  hasil  uji  eksperimental.  Kapasitas ultimate sambungan,  rasio daktilitas,  dan  mode  kegagalan  juga  telah  dievaluasi  dan  dibandingkan  antara  hasil  analisis numerik dan hasil uji eksperimental.

## 1. Pendahuluan
Produksi migas merupakan aktivitas yang sangat penting di seluruh dunia yang dilakukan dalam rangka untuk meme- nuhi kebutuhan energi dunia yang berdampak pada perputar- an ekonomi dunia [1]. Sampai saat ini migas masih menjadi energi utama untuk dunia transportasi baik transportasi darat, laut, maupun udara. Sehingga, harus dipastikan bahwa di se- ktor hulu migas produksi tetap berjalan lancar tanpa ada pe- nurunan produksi. Salah satu faktor penunjang produksi mi- gas adalah konstruksi jacket platform (Gambar 1) . Konstruksi jacket platform banyak digunakan sebagai pe- nunjang produksi minyak dan gas di lepas pantai [2]. Lebih dari 95% anjungan lepas pantai di dunia menggunakan jacket platform [3]. Struktur jacket platform ini biasanya digunakan untuk kondisi laut dengan kedalaman tidak lebih dari 500 m karena pertimbangan faktor ekonomi. Dalam konstruksinya, jacket platform dibuat menggunakan baja tubular (Circular- Hollow Section) yang merupakan salah satu material dengan berbagai kelebihan, yaitu ekonomis, keindahan, dan instalasi yang mudah membuat material ini banyak digemari oleh para
ahli dibidang konstruksi [4]. Selain itu, banyak struktur baja tubular  bentang  panjang  yang  berhasil  di  daerah  dengan kategori  risiko  gempa  tinggi  karena  dianggap  keuletannya ( ductility )  mampu  untuk  menyerap  energi  melalui  perilaku histeresisnya  [5].  Faktor  durabilitas  dan  kemudahan  peme- liharaan di lingkungan yang ekstrem merupakan faktor utama digunakannya baja tubular jenis circular hollow section pada jacket platform [6].
Namun, selain kelebihan yang dimiliki struktur baja juga mempunyai  kelemahan.  Seperti  yang  terjadi  pada  gempa Mexico  1985,  dan  gempa  Northridge  1994  menunjukkan bahwa ada kelemahan pada struktur baja [7]. Kelemahan itu banyak  diakibatkan  karena  terjadinya  kegagalan  di  bagian sambungan dari tubular member . Kegagalan itu dapat terjadi dibagian sambungan dikarenakan adanya konsentrasi tegang- an  yang  mengakibatkan  sambungan  menjadi  rentan  terjadi kegagalan fatigue dalam  struktur  baja  tubular  [8].  Berdas- arkan  kondisi  lingkungannya, Jacket  platform beroperasi dalam lingkungan ekstrem yang menjadi salah satu penyebab kegagalannya [9].
Gandhi Wisnu Hari Murti dkk, Jurnal Aplikasi Teknik Sipil, Volume 22, Nomor 3, Agustus 2024 (285-294) 286
Beban gelombang yang terjadi secara terus-menerus dan akan memperbesar risiko terjadinya kegagalan fatigue [10]. Korosi  juga  merupakan  aspek  jangka  panjang  yang  tidak dapat  dihindari  yang  dapat  mengakibatkan  terkikisnya material  baja  sehingga  terjadi  penurunan  kekuatan  struktur [11].  Posisi  Indonesia  yang  berada  pada  pertemuan  empat lempeng tektonik mengakibatkan Indonesia menjadi wilayah yang paling sering terjadi gempa sehingga berdampak pada bertambahnya  beban  dinamis  yang  diterima  oleh  struktur jacket platform [12].
Gambar 1. Jacket Platform [17]
Oleh karena itu, mengingat konstruksi jacket platform ber- operasi pada lingkungan yang ekstrem maka sangatlah pen- ting  untuk  dilakukan  studi  dan  analisis  terkait  bagian yang rawan  terjadi  kegagalan  yang  dalam  hal  ini  adalah  bagian sambungan.  Pada  tahun  2009,  telah  dilakukan  penelitian eksperimental [13] yang membahas mengenai perilaku his- teresis dari sambungan tubular tipe N  ( Gambar 2 ) dengan beberapa variasi, yaitu N joint tanpa perkuatan, N joint di- perkuat dengan doubler plate , N joint diisi beton, dan N joint diperkuat dengan doubler plate dan diisi beton. Hasil analisis menunjukkan bahwa pada empat spesimen, kegagalan terjadi pada dinding chord atau doubler plate di perpotongan antara horizontal brace dan chord . Kurva histeresis yang dihasilkan dari keempat spesimen hampir sama yaitu cenderung gemuk dan stabil. Deformasi plastis yang besar pada dinding chord terlihat  pada  spesimen  tanpa  perkuatan,  dengan  perkuatan doubler plate , dan perkuatan doubler plate dengan diisi be- ton.  Untuk  spesimen  dengan  isian  beton  mengalami  lokal buckling dan deformasi plastis pada bagian brace yang tidak berbahaya bagi struktur secara keseluruhan karena brace bu- kan merupakan member utama penyusun struktur.
Pada penelitian ini, disajikan analisis menggunakan me- tode elemen hingga untuk memvalidasi hasil penelitian eks- perimental  model  spesimen  A  yang  telah  dilakukan  pada tahun 2009 [13]. Selanjutnya, beberapa variasi juga disajikan
untuk mengetahui pengaruh rasio geometri β terhadap peri- laku histeresis dengan Circullar Hollow Section akibat beban siklik.

## 2. Metode
Penelitian ini dilakukan dengan basis metode elemen hi- ngga menggunakan program bantu ABAQUS. Dalam simu- lasi numerik ini digunakan model spesimen tipe A yang akan divalidasi  dengan  parameter  geometri  dan  beberapa  input material properties Q345B sesuai dengan hasil pengujian se- cara eksperimental. dalam penelitian ini juga disajikan bebe- rapa variasi untuk mengetahui pengaruh variasi rasio geome- tri terhadap kapasitas sambungan baja circular hollow sect- ion .  Spesifikasi  geometri  dan  material  dapat  dilihat  pada Tabel 1 . Rasio geometri yang digunakan dalam penelitian ini dipilih sesuai dengan batas validity range yang tertera dalam codes API RP 2A WSD [14].
Gambar 2. Konfigurasi Model [13]
Skema  pengujian  dilakukan  dengan  memberikan input pembebanan siklik melalui actuator dengan kapasitas 1000 kN pada tarik dan tekan yang dikenakan secara langsung pa- da horizontal  bracing ( Gambar  3 ).  Ketika actuator mem- berikan dorongan seperti pada Gambar 4 (a), maka horizon- tal bracing (N 1 ) akan mengalami tekanan dan diagonal bra- cing (N 2 )  akan memberikan  tarikan  sebagai reaksi.  Namun sebaliknya pada Gambar 4 (b) ketika actuator memberikan tarikan maka horizontal bracing (N 1 ) akan mengalami tarik- an dan diagonal bracing (N 2 ) akan mengalami tekanan se- bagai reaksi. Ketika actuato r bergerak memberikan dorongan maupun  tarikan  secara  berulang,  beban  siklik  seperti  pada Gambar 5 diaplikasikan pada spesimen.
Tanda  positif  menunjukkan actuator memberikan  gaya tarikan,  namun  sebaliknya  tanda  negatif  menunjukkan act- uator memberikan gaya dorong. Pada pemodelan validasi di- gunakan siklus pembebanan sebanyak delapan siklus sesuai dengan siklus pembebanan pada uji eksperimental ( Gambar 5 (a)), namun pada pemodelan lanjutan siklus pembebanan ditambahkan sebanyak 15 siklus ( Gambar 5b ) hingga terjadi penurunan kekuatan ( strength degradation ).

## ditambahka
Tabel 2. Increment Beban dan Perpindahan [13] Parameter Nilai Load Increment ∆N 1 (kN) 50 Displacement increment ∆U E (mm) 3
Pada pemodelan ABAQUS dilakukan dalam beberapa ta- hapan seperti input geometri, material properties, assembly parts,  boundary  conditions,  meshing  parts,  input  loading history dan output. Input geometri dilakukan menggunakan model 3D Deformable dengan tipe extrusion yang kemudian diaplikasikan material berupa kurva stress-strain seperti pada Gambar 6 .
Gambar 4. Kondisi Pembebanan [13] Spesimen Chord Brace β (d/D) τ (t/T) γ (D/2T) θ (Sudut Bracing ) Mutu Baja (MPa) F y F u A Ø 245 x 6 Ø 89 x 6 0.36 1.0 20.4 45 o 345 572 A1 Ø 245 x 6 Ø 49 x 6 0.2 1.0 20.4 45 o 345 572 A2 Ø 245 x 6 Ø 122.5 x 6 0.5 1.0 20.4 45 o 345 572 A3 Ø 245 x 6 Ø 183.75 x 6 0.75 1.0 20.4 45 o 345 572
Tabel 1. Spesifikasi Geometri dan Material Properties
Gambar 3. Skema Pengujian [13]
Gandhi Wisnu Hari Murti dkk, Jurnal Aplikasi Teknik Sipil, Volume 22, Nomor 3, Agustus 2024 (285-294) 288
Setelah  pendefinisian  material  selesai  dilakukan,  maka selanjutnya dilakukan assembly part untuk menggabungkan part yang telah dibuat menjadi satu kesatuan seperti spesi- men uji yang dapat dilihat pada Gambar 7 .
Gambar 6 . Kurva Stress-Strain [15]
Gambar 7 . Assembly Parts Selanjutnya dilakukan pendefinisian boundary conditions untuk  memberikan  tumpuan  pada  spesimen  uji. Boundary conditions yang digunakan dalam model penelitian ini ada 3 jenis  seperti  pada Gambar  8 .  Pertama  adalah  tipe  ENC- ASTRE untuk merepresentasikan tumpuan jepit pada bagian bawah chord . Yang kedua adalah tipe XASYMM yang digu- nakan untuk merepresentasikan tumpuan hinge dikarenakan
ujung dari diagonal brace memiliki jarak tertentu dari titik hinge maka  ketika  terjadi  rotasi  di  titik hinge ,  ujung  dari diagonal brace akan bertranslasi karena terjadi perpindahan koordinat. Yang ketiga adalah displacement yang diberikan pada horizontal brace.
Gambar 8 . Boundary Conditions Pada  penelitian ini, meshing dilakukan uji coba dengan berbagai  variasi  ukuran  untuk  mendapatkan  hasil  tegangan yang konvergen. Uji coba meshing dilakukan dengan mem- berikan input beban  statis  berupa  gaya  pada horizontal bracing dengan besar yang sama di setiap ukuran mesh . Out- put tegangan diambil pada salah satu titik yang dianggap me- rupakan area yang penting untuk dilakukan observasi karena memiliki output tegangan yang tinggi. Berikut ini adalah ha- sil uji coba variasi ukuran meshing ( Gambar 9 ). Berdasarkan grafik tersebut, terlihat bahwa hasil meshing memiliki nilai yang konvergen pada jumlah elemen 66151 dengan ukuran mesh 18 mm. oleh karena itu dalam penelitian ini digunakan ukuran mesh sebesar  18  mm  yang  juga  digunakan  untuk
0 100 200 300 400 500 600 0 0.05 0.1 0.15 0.2 T eg an ga n (M P a) Regangan (mm/mm)
Kurva Tegangan - Regangan Q345B
Gambar 5 . Siklus Pembebanan
meshing pada  semua  jenis  model  spesimen  seperti  pada Gambar 10 . Gambar 9 . Meshing Sensitivity
Gambar 10 . Hasil Mesh Part
Perhitungan secara analitis juga dilakukan dalam proses validasi pada penelitian ini dengan mengacu pada persamaan kapasitas sambungan baja jenis circular hollow section pada CIDECT (2008) [16]. Dalam CIDECT Guidelines , disajikan persamaan perhitungan kapasitas sambungan circular hollow section dengan bergantung pada 2 kriteria, yaitu chord plas- tification dan punching shear yang dapat dilihat seperti pada persamaan (1) dan (2)
a. Chord Plastification
𝑁 , : 𝑄 𝑥𝑄 𝑥 (1)
b. Punching Shear 𝑁 , : 0.58 𝑥 𝑓  𝑥 𝜋 𝑥 𝑑  𝑥 𝑡  𝑥
(2)
Dimana,
𝑘        ∶
𝑄        ∶ 1.65 (1 + 8𝛽 . )𝛾 . 1 + 1
1.2 + 𝑔 𝑡 .
𝑄       ∶   (1 −  |𝑛|)
𝑛       ∶ , +
, ( stress ratio pada chord )
𝐶      ∶ Koefisien tegangan chord
𝑁 , : Joint Resistance for Chord Plastification (kN)
𝑁 , : Joint Resistance for Punching Shear (kN)
𝑄 : Design Strength efek parameter geometri (kN)
𝑄 : Chord Stress (MPa)
g : gap antara member brace (mm)
𝑡 : Tebal dinding chord (mm)
Nilai n dianggap 0 karena tidak ada gaya aksial yang be- kerja pada chord sehingga berdampak pada nilai Q f menjadi 1. 3. Hasil dan Pembahasan
Dalam penelitian numerik ini, didapatkan beberapa out- put diantaranya  distribusi  tegangan  pada  model  dan  kurva histeresis.  Dari  kurva  histeresis  yang  dihasilkan,  dilakukan analisis  untuk  mendapatkan  parameter  lain  yaitu  kapasitas ultimate dan nilai daktilitas dari model sambungan.
Pada  penelitian  yang  dilakukan  pada  tahun  2009  [13] menunjukkan  bahwa  terjadi  robekan  pada  area saddle dari horizontal bracing yang diakibatkan karena adanya konsen- trasi tegangan yang tinggi pada area tersebut. Pada pemodel- an validasi, terdapat 3 titik tegangan yang bernilai melebihi tegangan yield dari  material  ( Gambar  11 ).  Tegangan  ter- sebut pada area saddle horizontal bracing yang ditunjukkan oleh point a, area saddle diagonal bracing yang ditunjukkan oleh point b, dan area chord dekat stiffener yang ditunjukkan oleh point c . tegangan maksimum pada area saddle dapat ter- jadi karena adanya pembebanan secara aksial pada horizontal bracing yang mengakibatkan area saddle mengalami tegang- an yang tinggi karena adanya diskontinuitas geometri yang berakibat pada pelelehan pada dinding chord sesuai dengan teori stress concentration factor, tetapi tegangan tinggi pada titik b terjadi karena adanya rekasi atas pembebanan aksial tarik pada horizontal bracing yang mengakibatkan diagonal brace mengalami    tekanan,  adanya  translasi  pada  tumpuan diagonal bracing mengakibatkan tegangan tinggi terjadi pa- da point b . Tegangan tinggi pada point c terjadi karena ada- nya stiffener yang mengakibatkan area tersebut menjadi ka- ku  sehingga  terjadi  tegangan  yang  tinggi  pada  area  perte- muan elemen kaku dan elemen lemah
0 100 200 300 400 500 600 0 50000 100000 150000 200000 250000 300000 T eg an ga n V on M is es Jumlah Elemen Meshing Sensitivity
Gandhi Wisnu Hari Murti dkk, Jurnal Aplikasi Teknik Sipil, Volume 22, Nomor 3, Agustus 2024 (285-294) 290

## .
Gambar 11 . Distribusi Tegangan Pemodelan Validasi Hasil kurva Histeresis ( Gambar 12 ) menunjukkan bahwa secara garis besar pemodelan yang dilakukan telah mendekati eksperimental yang ditunjukkan dengan nilai perbedaan ka- pasitas ultimate sebesar 2.66% seperti ditunjukkan pada .
Berdasarkan  hasil  kurva  histeresis  tersebut,  dapat  diambil beberapa  parameter  penting  diantaranya δ y + , P y + , δ y - , P y - , δ maks + , δ maks - yang dapat dilihat pada Tabel 4 . δ y merupakan displacement saat terjadi pelelehan pertama, P y merupakan  beban  pada  saat  terjadi  pelelehan pertama, δ maks merupakan displacement maksimum  yang terjadi berdasarkan setengah kurva histeresis. Tanda positif dan negatif menunjukkan tarik dan tekan pada pembebanan spesimen.  Rasio  daktilitas  didefinisikan  sebagai μ + yang merupakan δ maks + / δ y + pada siklus pembebanan tarik, dan μ - yang  merupakan δ maks - / δ y - pada  siklus  pembebanan  tekan dengan δ y + dan δ y - merupakan displacement saat  terjadi pelelehan  pertama  pada  siklus  tarik  dan  tekan, δ maks + dan δ maks - merupakan displacement maksimum yang terjadi pada siklus  pembebanan  tarik  dan  tekan.  Perbandingan  rasio daktilitas dapat dilihat seperti pada
Tabel 5 . Tabel 4. Beban dan Displacement saat pelelehan pertama Spesimen δ y + (mm) P y + (kN) δ y - (mm) P y - (kN) δ maks + (mm) δ maks - (mm) A 7.94 160.47 -6.55 -139.82 19.54 -24.30
Tabel 5 Perbandingan Nilai Daktilitas Spesimen Maksimum Rasio Daktilitas FEM Model Eksperimental Error (%) Spesimen N u Eksperimental (kN) N 1 CIDECT (kN) N u FEM Model (kN) Error (%) N 1
CIDECT/N u Eksperimental
N u FEM Model/N u Eksperimental A 250 241.35 256.662 3.46% 2.66%
Gambar 12. Validasi Kurva Histeresis
Gambar 13 Visualisasi Mode Kegagalan
(a) Eksperimental [13]
(b) Pemodelan FEM
Tabel 3 Validasi Kapasitas Ultimate
A μ + 2.46 2.59 4.97% μ - 3.71 3.63 2.20%
Visualisasi  mode  kegagalan  yang  dihasilkan  juga  telah merepresentasikan hasil eksperimental dimana terjadi robek- an pada bagian saddle dari horizontal bracing . Di dalam pe- modelan terdapat indikasi adanya tegangan tinggi yang telah jauh  melampaui  tegangan ultimate dari  material  yang  di- tandai  dengan  adanya  kontur  tegangan  berwarna  abu-abu pada  bagian saddle dari horizontal  bracing seperti  pada Gambar 13 .
Pemodelan  lanjutan  juga  disajikan  dalam  penelitian  ini dengan mengubah parameter geometri β seperti pada Tabel 1 untuk  mengetahui  dampak  perubahan  parameter  tersebut terhadap perilaku histeresis dari sambungan Circular Hollow Section yang  digunakan  sebagai  spesimen  uji  dalam penelitian ini.
(a) Distribusi Tegangan Model A1
(b) Distribusi Tegangan Model A2
(c) Distribusi Tegangan Model A3
Model  A1  terdapat  2  area  yang  memiliki  tegangan melebihi  tegangan yield dari  material  yaitu  pada  area sambungan  antara chord dan brace ,  dan  area chord dan stiffener dengan  tegangan  maksimum  sebesar  1260  MPa. Untuk model A2, distribusi tegangan tinggi juga terjadi pada area sambungan chord dan brace dan pertemuan chord dan stiffener namun  pada  model  ini  distribusi  tegangan  tinggi pada chord memiliki pola yang lebih luas dibandingkan A1 dengan tegangan maksimum sebesar 1403 MPa. Untuk mo- del A3, distribusi tegangan tinggi pada chord semakin meluas hingga  tegangan  tinggi  pada  area  sambungan chord dan brace sudah hampir mencapai tegangan tinggi pada area per- temuan chord dan stiffener dengan nilai tegangan maksimum sebesar 1523 MPa.
Tegangan  maksimum  yang  terjadi  ditunjukkan  dengan kontur  tegangan  berwarna  abu  (Gambar  14).  Dari  ketiga model  tersebut  dapat  dilihat  bahwa  semakin  besar  rasio β menunjukkan  diameter bracing yang  semakin  mendekati diameter chord yang  mengakibatkan chord mengalami pelelehan terlebih dahulu ketika beban aksial  diaplikasikan pada horizontal brace . (a) Kurva Histeresis Model A1 -300000 -200000 -100000 0 100000 200000 300000 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 N ( N ) U (mm)
Gambar 14 Distribusi Tegangan Model Lanjutan
Gandhi Wisnu Hari Murti dkk, Jurnal Aplikasi Teknik Sipil, Volume 22, Nomor 3, Agustus 2024 (285-294) 292
(b) Kurva Histeresis Model A2 (c) Kurva Histeresis Model A3
Berdasarkan kurva histeresis yang dihasilkan dari setiap model seperti pada Gambar 15 , dapat dilihat bahwa untuk model  A1  memiliki  kapasitas ultimate sebesar  245,632  kN pada  saat  terjadi displacement sebesar  59,18  mm.  Bentuk kurva yang terlihat adanya pinch merupakan indikasi bahwa telah terjadi pelelehan pada material sambungan. Untuk mo- del A2 memiliki kapasitas ultimate sebesar 353,651 kN pada saat terjadi displacement sebesar 49,94 mm, pinching pada kurva sedikit mengalami penurunan pada model ini. Untuk model  A3  memiliki  kapasitas ultimate sebesar  483,050  kN dengan displacement sebesar  59,78  mm.  Perbandingan  ka- rakteristik perilaku histeresis dari ketiga model juga disajikan dalam  bentuk backbone  curve yang  didapatkan  dengan
menghubungkan  puncak  dari  setiap  siklus  pada  kurva  his- teresis ( Gambar 16 ).
Daktilitas  pada  pemodelan  lanjutan  juga disajikan  pada penelitian  ini  dengan  mendefinisikan  beberapa  parameter seperti  pada Tabel 6 yang didapatkan dari kurva histeresis yang telah dihasilkan. Perhitungan rasio daktilitas dilakukan dengan  membandingkan  nilai δ maks dan δ y dimana  tanda  + menunjukkan  siklus  pembebanan  tarik  sedangkan  tanda  – menunjukkan siklus pembebanan tekan.
Berdasarkan hasil rasio daktilitas maksimum pada Tabel 6 dapat  dilihat  bahwa  pengaruh  perubahan  rasio β tidak memberikan dampak yang signifikan terhadap nilai daktilitas pada siklus pembebanan tarik. Namun, berdampak pada dak- tilitas pada siklus  pembebanan  tekan bahwa semakin  besar rasio β maka rasio daktilitas semakin mengalami penurunan. Untuk mempermudah dalam melakukan pembacaan data mengenai pengaruh variasi rasio geometri β terhadap kapa- sitas ultimate dan  rasio  daktilitas  sambungan  dapat  dilihat pada Gambar 17 .
Berdasarkan gambar tersebut dapat dilihat bahwa untuk setiap kenaikan rasio β selalu diimbangi dengan kenaikan ka- pasitas ultimate secara signifikan, sementara tidak ada peru- bahan  signifikan  terhadap  rasio  daktilitas  tarik  namun  me- ngalami penurunan daktilitas tekan seiring meningkatnya ka- pasitas ultimate .
-400000 -300000 -200000 -100000 0 100000 200000 300000 400000 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 N ( N ) U (mm) -600000 -400000 -200000 0 200000 400000 600000 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 N ( N ) U (mm) Spesimen δ y + (mm) P y + (kN) δ y - (mm) P y - (kN) δ maks + (mm) δ maks - (mm) Maksimum Rasio Daktilitas μ + μ - A1 13.53 202.97 -9.02 -150.56 68.50 -69.93 5.06 7.75 A2 11.85 330.28 -8.13 -206.79 59.00 -29.90 4.98 3.68 A3 13.45 462.16 -10.10 -364.24 68.35 -28.00 5.08 2.77
Gambar 15 Kurva Histeresis Model Lanjutan
Gambar 16 Backbone Curve
Tabel 6 Nilai Daktilitas Model Lanjutan

## 4. Simpulan
Berdasarkan  uraian  yang  telah  dijelaskan  pada  bagian pembahasan,  dapat  disimpulkan  bahwa  pemodelan  FEM yang  dilakukan  dengan  menggunakan  program  bantu ABAQUS CAE telah mendekati hasil eksperimental dengan nilai perbedaan kapasitas ultimate sebesar 2,66%, perbedaan nilai  daktilitas  yang  menunjukkan  angka 4,97%,  serta  pola kegagalan yang menyerupai pola kegagalan eksperimental.
Perubahan rasio β memiliki pengaruh terhadap kapasitas ultimate dari sambungan baja tubular jenis Circular Hollow Section bahwa semakin tinggi rasio β (mendekati 1), maka semakin tinggi pula kapasitas ultimate dari sambungan. Na- mun, di sisi lain perubahan rasio β juga memberikan dampak pada semakin menurunnya nilai rasio daktilitas tekan jika ra- sio β ditingkatkan dan tidak memberikan dampak yang sig- nifikan terhadap rasio daktilitas tarik.

## Daftar Pustaka
[1] S.  Ngene,  K.  Tota-Maharaj,  P.  Eke,  and  C.  Hills, “Environmental and Economic Impacts of Crude Oil and Natural Gas Production in Developing Countries,” International  Journal  of  Economy,  Energy  and Environment ,  vol.  1,  no.  3,  pp.  64–73,  2016,  doi: 10.11648/j.ijeee.20160103.13.
[2] A.  Mojtahedi,  M.  A.  Lotfollahi  Yaghin,  Y. Hassanzadeh, M. M. Ettefagh, M. H. Aminfar, and A. B.  Aghdam,  “Developing  a  robust  SHM  method  for offshore  jacket  platform  using  model  updating  and fuzzy logic system,” Applied Ocean Research, vol. 33, no.  4,  pp.  398–411,  Oct.  2011,  doi:  10.1016/j.apor. 2011.05.001.
[3] F. Fu, “Design of Offshore Structures,” in Design and Analysis  of  Tall  and  Complex  Structures,  Elsevier, 2018, pp. 251–293. doi: 10.1016/b978-0-08-101018- 1.00008-3.
[4] P. Deng, S. Zhao, Z. Zhu, Y. Liu, and X. Liu, “Study on dynamic behavior of tubular T-joints subjected to out-of-plane impact loading,” J Constr Steel Res, vol. 198, Nov. 2022, doi: 10.1016/j.jcsr.2022.107556.
[5] W. Wang and Y. Y.  Chen, “Hysteretic  behaviour of tubular  joints  under  cyclic  loading,”  J  Constr  Steel Res, vol. 63, no. 10, pp. 1384–1395, Oct. 2007, doi: 10.1016/j.jcsr.2006.12.002.
[6] J.  Wardenier,  J.  A.  Packer,  and  N.  F.  Yeomans, “Hollow Sections in Structural Applications,” 2001.
[7] AISC, “Earthquakes and Seismic Design,” 2009.
[8] F.  Gao,  Z.  Tang,  X.  Guan,  H.  Zhu,  and  Z.  Chen, “Ultimate strength of tubular T-joints reinforced with doubler  plates  after  fire  exposure,”  Thin-Walled Structures,  vol.  132,  pp.  616–628,  Nov.  2018,  doi: 10.1016/j.tws.2018.09.021.
[9] A. Sundoro and S. Taufik, “Optimasi Struktur Jacket Lepas Pantai Dengan Analisis Permodelan Komputasi 3D Nonlinier  Pushover,”  Sainstech,  vol. 31, pp. 58– 67, 2021.
[10]  R. Prastianto, Y. Hadiwidodo, S. Widhestomo, and R. Yazhahir, “Stress Distribution along the Weld Toes of Tubular  KT  and  KDT  Joints  under  Balance  Axial Loads  and  In-Plane-Bending  Moments,”  Scitepress, Aug.
2020, pp. 170–175.
doi:
10.5220/0008650101700175.
[11]  Y. Yang, Q. Wu, Z. He, Z. Jia, and X. Zhang, “Seismic Collapse  Performance  of  Jacket  Offshore  Platforms with Time-Variant Zonal Corrosion Model,” Applied Ocean Research, vol. 84, pp. 268–278, Mar. 2019, doi: 10.1016/j.apor.2018.11.015.
[12]  Pusat  Studi  Gempa  Nasional  (Indonesia)  and  Pusat Penelitian  dan  Pengembangan  Perumahan  dan Permukiman  (Indonesia),  Peta  sumber  dan  bahaya gempa Indonesia tahun 2017. 2017.
[13]  API  RP  2A  WSD,  “Planning,  Designing,  and Constructing  Fixed  Offshore  Platforms-Working Stress Design,” 2014.
[14]  Y. Yin, Q. H. Han, L. J. Bai, H. D. Yang, and S. P. Wang,  “Experimental  Study on  hysteretic  behaviour of tubular N-joints,” J Constr Steel Res, vol. 65, no. 2, pp.
326–334, Feb. 2009, doi:
10.1016/j.jcsr.2008.07.006.
[15]  X. Liu, A. Zhang, J. Ma, Y. Tan, and Y. Bai, “Design and Model Test of a Modularized Prefabricated Steel
245.632 353.651 483.05
5.06 4.98 5.08 7.75 3.68 2.77 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0 100 200 300 400 500 600 0.2 0.5 0.75 R as io D ak ti lit as
K ap as ita s U lti m at e (k N ) Rasio β …
Kapasitas ultimate Daktilitas Tarik Daktilitas Tekan Gambar 17 Kapasitas Ultimate dan Rasio Daktilitas
Gandhi Wisnu Hari Murti dkk, Jurnal Aplikasi Teknik Sipil, Volume 22, Nomor 3, Agustus 2024 (285-294) 294
Frame  Structure with Inclined  Braces,” Advances in Materials Science and Engineering, vol. 2015, 2015, doi: 10.1155/2015/291481.
[16]  J. Wardenier, Y. Kurobane, J. A. Packer, G. J. Van Der Vegte,  and  X.-L.  Zhao,  Design  Guide  For  Circular
Hollow  Section  (CHS)  Joints  Under  Predominantly Static Loading, 2nd ed. CIDECT, 2008.
[17]  F.  M.  B.  Miranda,  “Finite  Element  Analysis  of Tubular  Offshore  X-Joint  Under  Static  Loading,” 2017.