1. Pendahuluan
Jembatan Suramadu merupakan jembatan yang direncanakan menjadi salah satu simpul dalam pengembangan jaringan jalan antara Surabaya dan Madura. Sampai saat ini, jembatan tersebut merupakan jembatan terpanjang di atas laut yang ada di Indonesia. Jembatan dengan bentang total 5.438 m ini terdiri atas beberapa bagian, yaitu causeway, jembatan pendekat (approach bridge), dan jembatan utama (main bridge) berupa cable stayed bridge. Pengerjaan pondasi cable stayed bridge sepanjang 818 m dilakukan oleh Consortium of Chinese Contractors (CCC). Pelaksanaan pekerjaan pondasi dimulai dengan pemancangan steel casing berdiameter 2,7 m yang kemudian digunakan sebagai kaki platform lahan kerja (Gambar 1). Pelaksanaan pekerjaan pondasi tiang untuk jembatan utama dapat dilihat dalam Gambar 2.
Pelaksanaan konstruksi jembatan utama yang dilakukan di atas laut dan kondisi tanah yang khusus memunculkan banyak tantangan geoteknik. Salah satu tantangan yang ada adalah keterbatasan lahan kerja, khususnya dalam pelaksanaan pekerjaan pondasi tiang untuk pylon pada jembatan utama dan pier jembatan pendekat. Akibat keterbatasan area yang tersedia dan beban rencana pondasi yang besar maka uji pembebanan statik tiang konvensional seperti kentledge system tidak mungkin untuk dilakukan. Untuk itu dipilih Tes OC untuk pondasi tiang pada jembatan utama dan jembatan pendekat. Adapun pemasangan instrumentasi dan pelaksanaan tes dilakukan oleh College of Civil Engineering, Southeast University, China sesuai prosedur Osterberg Cell Test (Osterberg dan Pepper, 1984).
Masalah geoteknik lainnya yang dihadapi adalah dijumpainya material clay-shale seperti yang diperlihatkan dalam Gambar 3. Tanah ini sensitif terhadap pengurangan tegangan lateral dan eksposure yang mengakibatkan terjadinya strength reduction pada tanah. Oleh karena itu, variasi hasil prediksi teoretis daya dukung pondasi bisa cukup besar dibandingkan dengan hasil Tes OC. Selanjutnya, makalah ini menyajikan tentang prediksi, hasil pengujian dan analisis, serta rekomendasi pengambilan parameter tanah untuk pondasi tiang bor pada tanah clay-shale.
Gambar 1. Pemancangan steel casing yang digunakan sebagai kaki platform di lokasi jembatan utama
Gambar 2. Pelaksanaan pekerjaan pondasi tiang untuk jembatan utama
Gambar 3. Material clay-shale yang menempel pada mata bor
2. Kondisi Tanah
Kondisi tanah pada lokasi Jembatan Suramadu cukup bervariasi karena bentangnya yang panjang. Namun demikian, pembahasan pada makalah ini difokuskan pada lokasi pondasi untuk pylon pada jembatan utama, yaitu pada pier P46 dan P47 yang diwakili oleh tiang bor P46-19 dan P47-31 (Gambar 4). Profil tanah dan nilai N-SPT pada lokasi tersebut dapat dilihat dalam Gambar 5. Untuk P46, dasar laut terletak pada kedalaman 20 m dan dari permukaan tanah dijumpai lapisan pasir setebal 30 m. Di bawah lapisan pasir ini sampai kedalaman 90 m dari dasar laut terdapat lapisan clay-shale yang deskripsikan sebagai lanau kelempungan atau lempung kelanauan. Sedangkan untuk P47, dasar laut terdapat pada kedalaman 15 m. Selanjutnya, terdapat lapisan lanau dan lempung
kepasiran sampai kedalaman 23 m. Kedalaman berikutnya sampai 100 m dari dasar laut ditemui lapisan clay-shale.
3. Daya Dukung Tiang Bor
Pelaksanaan pembuatan pondasi tiang di jembatan utama dilakukan dengan pemboran metode Reverse Circulation Drill (RCD) yang menggunakan slurry mud. Oleh karena itu, prediksi kapasitas aksial didasarkan pada daya dukung tiang bor. Daya dukung ultimit pondasi tiang merupakan penjumlahan tahanan ujung dan tahanan geser selimut tiang. Hal tersebut dapat diekspresikan dalam persamaan berikut (Meyerhof, 1976; Vesic, 1977):
\[Q_u = Q_p + Q_s \tag{1}\]
dimana Qu adalah daya dukung tiang ultimit, Qp adalah tahanan ujung, dan Qs - adalah tahanan selimut.
3.1 Tahanan ujung
Secara umum, tahanan ujung pondasi tiang bor dapat dihitung berdasarkan persamaan berikut (Vesic, 1977):
\[Q_p = A_p \left( c N_c^* + q' N_q^* \right) \tag{2}\]
dimana Ap adalah luas penampang ujung tiang, c merupakan kohesi tanah pada bagian ujung tiang, q' adalah tegangan vertikal efektif pada daerah ujung tiang, dan Nc* dan Nq* merupakan faktor daya dukung pondasi dalam (Meyerhof, 1976; Vesic, 1977).
Karena ujung tiang bor berada pada lapisan tanah kohesif sehingga tahanan ujung tiang dihitung dengan menggunakan persamaan di bawah ini (Skempton, 1951).
\[Q_p = 9 \cdot c_u \cdot A_p \tag{3}\]
Gambar 4. Potongan memanjang jembatan dan konfigurasi pondasi tiang untuk jembatan utama
Gambar 5. Profil tanah, nilai N-SPT, dan lokasi load cell pada tiang P46-19 dan P47-31
3.2 Tahanan selimut
Tahanan selimut tiang ultimit dari tiang bor pada tanah dan non-kohesif diperoleh dengan menggunakan persamaan di bawah ini.
\[Q_s = Q_{sc} + Q_{s\varphi} \tag{4}\]
dimana Q<sub>sc</sub> merupakan kontribusi dari kohesi tanah, c, pada tanah kohesif, dan \(Q_{s\phi}\) kontribusi dari sudut geser dalam tanah, \(\varphi\), pada tanah non-kohesif.
3.2.1 Tahanan selimut tiang bor pada tanah kohesif
Kontribusi kohesi tanah untuk tahanan selimut tiang ultimit dapat diperoleh dengan menggunakan persamaan berikut (Tomlinson, 1970):
\[Q_{sc} = \sum \tau_i \cdot p \cdot l_i \tag{5}\]
\[\tau_i = \alpha \cdot c_{u-i} \tag{6}\]
dimana \(\alpha\) merupakan faktor adhesi, \(c_{u-i}\) adalah kuat geser tanah undrained, p adalah keliling tiang, dan \(l_i\)merupakan panjang tiang pada lapisan ke-i.
Nilai \(c_u\), pada Persamaan (6), umumnya ditentukan berdasarkan korelasi empiris terhadap nilai N-SPT vang diajukan oleh Terzaghi dan Peck (1967), vaitu:
\[c_u = 6,55 \text{N kP(a)} \tag{7}\]
Sedangkan nilai \(\alpha\) dapat diperoleh menggunakan nilai yang diusulkan oleh beberapa peneliti di bawah ini:
Reese & Wright (1977)
Menurut Reese & Wright (1977), nilai \(\alpha\) adalah 0,5 dan tidak bergantung pada nilai \(c_u\).
Reese & O'Neill (1988)
Reese&O'Neill (1988) mengajukan nilai a berdasarkan nilai \(c_u\). Hubungan antara nilai a dengan nilai \(c_u\)dapat dilihat dalam able berikut:
Kulhawy (1977)
Kulhawy (1977) mengusulkan nilai a yang bergantung pada nilai \(c_n\) sebagaimana terlihat dalam Gambar 6.
3.2.2 Tahanan geser selimut tiang bor pada tanah non-kohesif
Kontribusi dari sudut geser \(\varphi\), untuk dalam. perhitungan tahanan selimut dapat menggunakan persamaan berikut (Meverhof, 1976):
\[Q_{s\phi} = \sum_{i=1}^{n} f_i . p \cdot l_i \tag{8}\]
\[f_i = K_{0-i} \cdot \sigma'_{\nu-i} \cdot \tan \delta_i \tag{9}\]
dimana \(K_{o-i}\) adalah koefisien tekanan tanah lateral (\(K_{o-i}\)=1 - \(\sin \varphi\)), \(\sigma'_{v-i}\) merupakan tegangan vertikal efektif, \(\varphi_i\) adalah sudut geser, \(\delta_i\) adalah sudut geser friksi efektif antara tanah dengan pondasi pada lapisan i.
Penentuan tahanan geser selimut tiang umumnya dilakukan berdasarkan korelasi empiris antara tegangan geser selimut tiang dengan nilai N-SPT. Beberapa korelasi empiris tersebut dapat dilihat pada Tabel 2.
4. Estimasi Nilai Kuat Geser Tanah (C<sub>u</sub>) Berdasarkan N-Spt untuk Perhitungan Tahanan Ujung dan Tahanan Selimut
Pada bagian ini dijelaskan mengenai estimasi nilai kuat geser tanah untuk perhitungan tahanan ujung dan tahanan selimut berdasarkan berbagai korelasi empiris
4.1 Estimasi nilai kuat geser tanah berdasarkan N-SPT untuk penentuan tahanan uiung tiang bor
Pola keruntuhan pondasi dalam menurut Meyerhof (1976) menunjukkan bahwa daerah keruntuhan
Tabel 1. Faktor adhesi berdasarkan nilai parameter kuat geser tanah c<sub>u</sub> (Reese & O'Neill, 1988)
| Undrained Shear Strength | Nilai |
|---|---|
| \((c_u)\) | α |
| < 2 | 0,55 |
| 2 - 3 | 0,49 |
| 3 – 4 | 0,42 |
| 4 – 5 | 0,38 |
| 5 – 6 | 0,35 |
| 6 – 7 | 0,33 |
| 7 – 8 | 0,32 |
| 8 – 9 | 0,31 |
| >9 | Dianggap sebagai batu |
Gambar 6. Hubungan able adhesi dengan parameter kuat geser tanah untuk pondasi bor (Kulhawy, 1984)
Tabel 2. Metoda untuk menentukan tegangan geser selimut tiang (7) pada lapisan tanah non-kohesif (Ooi et. Al., 1991)
| Reference | Description | |||
|---|---|---|---|---|
| \(\tau = K\sigma'_{v} \tan \varphi' < 2.5 \text{tsf} \ (= 27.5 \text{ t/m}^2)\) | ||||
| Touma dan Reese (1974) | \(K=0.7\) for \(D_b \le 25\) ft | |||
| \(K=0.6\) for 25 ft \(\leq D_b \leq 40\) ft | ||||
| \(K=0.5 \text{ for } D_b > 40 \text{ ft}\) | ||||
| Meyerhof (1976) | \[\tau(tsf) = \frac{N}{100} = 0.11(t/m^2)\] | |||
| Quiros and Reese (1977) | \[\tau(tsf) = 0.026N < 2 tsf = 0.28N(t/m^2)\] | |||
| Reese and Wright (1977) | \[\tau(tsf) = \frac{N}{34} = 0.32N(t/m^2) N < 53\] | |||
| \[\tau(tsf) = \frac{N - 53}{450} + 1,6 \text{ for } 53 < N \le 100\] | ||||
| Reese and O'neill (1988) | \(\tau(tsf) = \beta \sigma'_{v} \le 2 tsf \text{ for } 0,25 \le \beta \le 12\) | |||
| (1700) | Dimana \[\beta = 1,5 - 0,135\sqrt{z}\] | |||
dimana \(\sigma_{v}\)' merupakan tegangan vertikal efektif, \(\phi\)' merupakan sudut geser tanah, K adalah faktor transfer beban, sedangkan β adalah koefisien transfer beban.
mencakup daerah seluas dari 4D di bawah ujung tiang hingga 10D di atas ujung tiang dan selebar 8D dari pusat tiang, dimana D adalah diameter tiang, Adanya pemboran mengakibatkan gangguan yang diikuti dengan strength reduction tanah. Namun, diperkirakan daerah yang terganggu dan mengalami strength reduction ini hanya di sekitar lubang bor dan areanya relatif kecil dibandingkan area keruntuhan secara keseluruhan sesuai Meyerhof. Berdasarkan pertimbangan tersebut, digunakan korelasi cu dengan N-SPT menurut Terzaghi dan Peck (1967) untuk tanah lempung sesuai Persamaan (7), yaitu nilai c<sub>11</sub> adalah 6,5N (kPa<sup>-</sup>).
Dengan demikian, tahanan ujung tiang bor P46-19 dan P47-31 dapat diprediksi menggunakan data tanah pada Gambar 5 dan mengasumsikan nilai c<sub>u</sub> sebesar 6,5N (kPa). Perhitungan tahanan ujung P46-19 dilakukan dengan mengambil nilai N-SPT rata-rata sebesar 32 dan dengan menggunakan Persamaan (3) sehingga diperoleh \(Q_p\) sebesar 868 ton. Sedangkan tahanan ujung P47-31 dihitung menggunakan nilai N-SPT rata-rata sebesar 40 sehingga didapatkan \(Q_n\) sebesar 1085 ton.
4.2 Estimasi nilai kuat geser tanah berdasarkan N-SPT untuk penentuan tahanan selimut tiang bor
Pemboran mengakibatkan berkurangnya tegangan lateral vang diikuti dengan keretakan massa tanah dan strength reduction di sekitar lubang bor. Keretakan massa tanah disekitar lubang bor ini berakibat kepada pengurangan tegangan geser selimut yang nilainya bisa signifikan mengingat zona geser (shear zone) lebih terlokalisir disekitar lubang bor. Semakin lama pelaksanaan pemboran dan eksposure, akan semakin besar reduksi tegangan geser selimutnya. Oleh karena itu, pemilihan korelasi antara nilai cu dengan N-SPT harus dilakukan secara cermat. Dalam hal ini, penentuan korelasi tersebut dilakukan menggunakan hasil tes laboratorium dan korelasi yang telah diajukan beberapa peneliti lainnya yang memperhitungkan adanya strength reduction.
Hasil tes laboratorium dari sampel tanah di lokasi jembatan diperlihatkan dalam Gambar 7 yang memberikan korelasi antara rasio c<sub>u</sub> dengan N-SPT terhadap nilai indeks plastisitas. Hasil tes tersebut
memberikan korelasi cu sebesar 6N (kPa). Stroud (1974) juga mengajukan korelasi antara cu dengan N-SPT untuk tanah lempung dengan berbagai nilai indeks plastisitas (Gambar 8). Berdasarkan usulan Stroud (1974), nilai korelasi cu sebesar 4N (kPa) dipilih sesuai dengan nilai indeks plastisitas tanah di lokasi jembatan. Aurora et al (1977), untuk tanah clay-shale, mengusulkan korelasi cu sebesar 2N (kPa). Sedangkan, Irsyam dan Kartawiria (2005), untuk pelaksanaan pekerjaan pondasi pada tanah clay-shale di Jembatan Ciujung dengan dry boring dan waktu pelaksanaan pekerjaan pondasi yang tidak lebih dari 2 jam untuk meminimalkan strength reduction, memperoleh nilai korelasi cu sebesar 4N (kPa). Berdasarkan beberapa korelasi yang telah disebutkan, dipilih nilai korelasi cu adalah sebesar 4N (kPa) untuk digunakan sebagai estimasi awal.
Penentuan tegangan geser selimut, τ, untuk clay-shale dilakukan dengan mengambil nilai a pada Persamaan (6) sebesar 0,375 sesuai Gambar 6. Oleh karena itu, berdasarkan Persamaan (6), diperoleh nilai prediksi τ sebesar 1,50N.
Penentuan nilai tegangan geser selimut τ untuk tanah pasir ditentukan menggunakan Tabel 2. Tabel tersebut
Gambar 7. Hubungan rasio kuat geser dengan nilai N-SPT terhadap nilai indeks plastisitas untuk able tanah di lokasi Jembatan Suramadu
memperlihatkan bahwa nilai τ berkisar antara 0,11N hingga 0,32N (ton/m2 ). Dengan demikian, untuk kasus ini diambil nilai rata-rata τ adalah sebesar 0,23N (ton/ m2 ) atau 2,3N (kPa).
4.3 Pelaksanaan Tes Oc
Pada umumnya, Tes OC membutuhkan beberapa peralatan utama, yaitu load cell (Gambar 9) dan telltale yang dihubungkan electronic displacement transducer. Load cell merupakan peralatan hidrolik untuk menghasilkan beban (Gambar 10). Sedangkan telltale berfungsi untuk melakukan pencatatan perpindahan pada load cell dan strain gauge untuk mengukur distribusi gaya tekan sepanjang tiang (Gambar 11). Selain kedua peralatan tersebut, tes ini juga dapat dilengkapi dengan pipa untuk melakukan Sonic Logging Test maupun grouting (Gambar 11). Sonic Logging Test merupakan pengujian yang digunakan untuk mengetahui kualitas material beton dari tiang. Gambar 12 menunjukkan pipa yang digunakan untuk pengujian Sonic Logging yang ujung bawahnya dilubangi sehingga juga dapat digunakan untuk pelaksanaan grouting.
Gambar 8. Hubungan rasio kuat geser tanah dengan nilai N-SPT terhadap nilai indeks plastisitas (Stroud, 1974)
Gambar 9. Load cell yang dipasang pada reinforcement cage
Gambar 10. Tipikal instrumentasi Tes OC (Loadtest, 2005)
Gambar 11. Load Cell, Telltale, Strain Gauge, serta Pipa untuk Sonic Logging Test dan Grouting
Gambar 12. Pipa grouting dan pelaksanaan Sonic Logging Test
Pelaksanaan Tes OC pada Jembatan Suramadu dilaksanakan sebanyak dua kali untuk setiap tiang yang diuji, yaitu sebelum dan sesudah dilakukan grouting. Dengan demikian, dapat diketahui efek grouting terhadap daya dukung tiang P46-19 dan P47- 31. Dalam hal ini, grouting diperlukan sebagai antisipasi terhadap terjadinya strength reduction pada material clay-shale dan antisipasi apabila dasar pondasi tidak bersih. Terlebih lagi, hasil tes ablelogy menunjukkan bahwa tanah pada lokasi Jembatan Suramadu mengandung mineral montmorillonite. Keberadaan material tersebut menambah sensitifitas dari clay-shale.
Untuk mengetahui distribusi tahanan ujung dan tahanan selimut sepanjang tiang maka dengan dua buah load cell tiang dibagi menjadi tiga segmen, yaitu segmen A, B, dan C (Gambar 13). Tahanan tiang segmen A cenderung menggambarkan tahanan ujung tiang. Sedangkan tahanan tiang segmen B dan C menggambarkan tahanan selimut tiang untuk kedalaman yang berbeda.
Pembebanan dalam Tes OC dilakukan secara bertahap dimana dalam setiap tingkat pembebanan dilakukan pencatatan perpindahan dan tegangan yang terjadi. Secara umum, tes dilakukan dengan melakukan pembebanan menggunakan lower load cell terlebih
dahulu. Selanjutnya, jika telah dicapai pembebanan maksimal atau terjadi perpindahan yang besar akibat beban dari lower load cell maka dilakukan unloading pada lower load cell dan dilanjutkan dengan pembebanan menggunakan upper load cell. Pemasa ngan reinforcement cage dan pelaksanaan Tes OC, secara berturut-turut, dapat dilihat pada Gambar 14 dan Gambar 15.
Gambar 14. Pemasangan reinforcement cage pada jembatan utama
Gambar 13. Mekanisme Tes OC pada Jembatan Suramadu
Gambar 15. Proses pelaksanaan Tes OC pada pondasi Jembatan Suramadu
5. Hasil dan Analisis Tes OC
5.1.1 Load-displacement dari load cell
Hasil pencatatan telltale dan pengukuran beban pada load cell dapat digunakan untuk memperoleh grafik load-displacement pada tiang P46-19 dan P47-31. Dalam kasus ini, untuk setiap tiang, didapatkan dua grafik load-displacement yang masing-masing berasal dari pembebanan oleh lower load cell dan upper load cell. Grafik load-displacement akibat pembebanan lower load cell mencerminkan tahanan ujung tiang. Sedangkan grafik load-displacement akibat pembebanan upper load cell dapat digunakan untuk mengetahui tahanan selimut tiang. Grafik load-displacement untuk tiang P47-31 diperlihatkan dalam Gambar 16. Sedangkan hasil skema pembebanan Tes OC sebelum dilakukan grouting pada P47-31 diilustrasikan pada Gambar 17
5.1.2 Distribusi tegangan geser selimut \(\tau\)
Distribusi tegangan geser selimut tiang pada berbagai kedalaman dapat diperoleh berdasarkan data dari pencatatan strain gauge. Distribusi tegangan geser selimut tiang pada berbagai kedalaman untuk tiang P46-19 dan P47-31 diperlihatkan dalam Gambar 18:
5.1.3 Perbandingan antara prediksi dengan hasil pengukuran untuk tahanan ujung tiang
Tahanan ujung tiang hasil Tes OC dapat digunakan sebagai verifikasi terhadap nilai prediksi. Besarnya tahanan ujung tiang hasil Tes OC untuk tiang P47-31 diperoleh berdasarkan grafik load--displacement akibat pembebanan lower load cell sesuai dengan Gambar 16(a). Perbandingan nilai tahanan ujung tiang dari hasil Tes OC dan nilai prediksi untuk kedua tiang tersebut dapat dilihat pada Table 3.
Gambar 16. Load-displacement P47-31 sebelum dilakukan grouting: lower load cell (b) upper load cell
Tabel 3. Perbandingan nilai tahanan ujung tiang
| Sumber | Pend (ton) P 46-19 | Pend (ton) P47-31 | ||
|---|---|---|---|---|
| Apa Nilai prediksi | 868 | 1085 | ||
| Hasil Tes OC | Sebelum dilakukan grouting | 980 | 900 | |
| Sesudah dilakukan grouting | 1380 | 1200 | ||
Gambar 17. Hasil skema pembebanan Tes OC sebelum dilakukan grouting pada tiang P47-31
Gambar 18. Distribusi tegangan geser selimut τ terhadap kedalaman: (a) tiang P46-19 dan (b) tiang P47-31
Tabel 3 menunjukkan bahwa nilai tahanan ujung tiang hasil Tes OC cukup dekat dengan nilai prediksinya, terutama untuk P47-31. Hal ini mengindikasikan bahwa pekerjaan tiang bor sudah dilaksanakan secara baik dan kondisi ujung tiang bersih.
5.1.4 Korelasi empiris antara tegangan geser selimut τ dengan Nilai N-SPT berdasarkan hasil tes OC
Secara umum, nilai total tahanan selimut tiang dapat diperoleh dari grafik load--displacement saat pembebanan upper load cell sesuai dengan Gambar 16(b). Selanjutnya, korelasi antara τ dengan nilai N-SPT dari Tes OC dapat diturunkan dengan menggunakan grafik distribusi tegangan geser selimut τ untuk berbagai kedalaman (Gambar 18) serta dengan profil dan nilai N-SPT tanah. Dengan demikian, dapat diperoleh nilai korelasi τ dengan nilai N-SPT untuk kondisi sebelum maupun sesudah dilakukan grouting.
Korelasi antara τ dengan nilai N-SPT pada berbagai kedalaman P46-19 dan P47-31, secara berturut-turut, dapat dilihat dalam Tabel 4 dan Tabel 5. Dapat dilihat dalam kedua tabel tersebut bahwa nilai τ/N dari hasil Tes OC sesudah dilakukan grouting relatif dekat dengan nilai τ/N prediksi awal. Dalam kasus ini, grouting mengisi retakan dan celah-celah pada material tanah yang terganggu akibat pemboran sehingga keadaan tanah tersebut dapat kembali mendekati kondisi awalnya.
5.2 Harga tegangan geser selimut τ yang diusulkan untuk tiang bor pada tanah clay-shale
Pada dasarnya, prediksi τ sebesar 1,50 (kPa) untuk tiang bor pada tanah clay-shale masih kurang sesuai dibandingkan hasil pengujian di lapangan. Tes OC menghasilkan nilai korelasi yang lebih rendah daripada nilai prediksi tersebut (Tabel 4 dan Tabel 5) akibat terjadinya strength reduction dan eksposure yang cukup signifikan pada clay-shale. Sehubungan dengan hal tersebut, untuk material clay-shale penulis mengajukan nilai τ yang berkisar antara 0,75 N hingga 1,00 N (kPa) bila tidak dilakukan perbaikan tanah.
Irsyam dan Kartawiria (2005), berdasarkan data uji pembebanan pondasi pada Jembatan Ciujung yang juga berada pada tanah clay-shale mendapatkan nilai τ yang besarnya sekitar 1,60 N (kPa). Nilai korelasi yang lebih tinggi ini dikarenakan pelaksanaan pekerjaan pondasi tiang bor, pada Jembatan Ciujung dilakukan dalam waktu yang jauh lebih singkat, yaitu hanya dalam waktu 2 jam sejak dari awal pengeboran dengan metode dry boring hingga akhir pengecoran beton. Sedangkan untuk Jembatan Utama Suramadu membutuhkan waktu sepanjang 5 hari sehingga lama durasi material clay-shale terekspose juga mempengaruhi strength reduction yang terjadi.
Bila dilakukan perbaikan tanah dengan menggunakan grouting, penulis mengajukan nilai τ sebesar 1,42N (kPa). Dengan demikian, menggunakan nilai α pada Persamaan (6) sebesar 0,375 diperoleh nilai cu yang
Tabel 5. Korelasi τ terhadap N-SPT pada berbagai kedalaman tiang P47-31
| Jenis Tanah | N rata-rata | t Sebelum Dilakukan Grouting (kPa) | t Sesudah Dilakukan Grouting (kPa) | N ilai Prediksi t/N (kPa) | t /N Sebelum Dilakukan Grouting (kPa) | t/N Sesudah Dilakukan Grouting (kPa) | |
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| -0 | Clayey SAND to Sandy SILT | 48 | 58,92 | 58,92 | 2,3 | 1,23 | 1,23 |
| -10 | SAND | 49 | 73,39 | 73,39 | 2,3 | 1,50 | 1,50 |
| -20 -30 | SAND | 50 | 81,23 | 81,23 | 2,3 | 1,62 | 1,62 |
| SAND to SILT | 49 | 54,75 | 54,75 | 1,50 | 1,12 | 1,12 | |
| Kedalaman (m) -40 -50 -60 | SILT to Silty CLAY | 30 | 38,11 | 42,35 | 1,50 | 1,27 | 1,41 |
| -70 | Silty C LA Y | 43 | 34,70 | 60,64 | 1,50 | 0,81 | 1,41 |
| -80 |
| -0 | Jenis Tanah | N rata-rata | t Sebelum Dilakukan Grouting (kPa) | t Sesudah Dilakukan Grouting (kPa) | Nilai Prediksi t /N (kPa) | t/N Sebelum Dilakukan Grouting (kPa) | t /N Sesudah Dilakukan Grouting (kPa) |
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| CLAY | 28,24 | 28,24 | - | - | |||
| -10 | Sandy CLAY to Clayey SILT | 30 | 19,97 | 19,97 | 1,50 | 0,67 | 0,67 |
| Clayey SILT | 56 | 49,80 | 49,80 | 1,50 | 0,89 | 0,89 | |
| -20 Kedalaman (m) -30 -40 | Sandy SILT, Clayey Silt, Silty CLAY to Clayey SILT | 54 | 57,55 | 57,55 | 1,50 | 1,07 | 1,07 |
| -50 -60 -70 | Clayey SILT | 40 | 31,44 | 53,17 | 1,50 | 0,79 | 1,23 |
| -80 | Clayey SILT | 48 | 33,56 | 73,22 | 1,50 | 0,70 | 1,53 |
Tabel 5. Korelasi τ terhadap N-SPT pada berbagai kedalaman tiang P47-31
berkisar antara 2,0N (kPa) sampai dengan 2,7N (kPa) bila tidak dilakukan perbaikan tanah. Sedangkan bila dilakukan perbaikan tanah dengan menggunakan grouting diperoleh nilai cu sebesar 3,8N (kPa).
6. Kesimpulan
Beberapa kesimpulan yang dapat diambil adalah sebagai berikut:
- 1. Uji pembebanan statik konvensional pada pondasi tiang untuk Jembatan Utama Suramadu tidak dapat dilakukan sehingga digunakan Tes OC. Menggunakan dua buah load cell pada tes tersebut dapat diperoleh distribusi tahanan ujung dan selimut pada tiang.
- 2. Tes mineralogi menunjukkan adanya mineral montmorillonite pada tanah clay-shale di lokasi Jembatan Suramadu. Material clay-shale sensitif terhadap pemboran dan weathering process. Pemboran dapat mengakibatkan pengurangan tegangan lateral pada material ini yang diikuti keretakan massa tanah di sekitar lubang bor sehingga menghasilkan strength reduction yang cukup besar.
- 3. Besar tahanan ujung tiang bor pada tanah yang mengandung material clay-shale dapat diprediksi menggunakan nilai korelasi dari Terzaghi dan Peck
(1967), yaitu cu sebesar 6,5N (kPa) selama kondisi dasar pondasi bersih.
- 4. Besar tahanan selimut tiang bor pada tanah yang mengandung material clay-shale masih terlalu tinggi bila diprediksi dengan korelasi cu senilai 4N (kPa). Oleh karena itu, penulis mengajukan nilai cu yang berkisar antara 2N (kPa) sampai dengan 2,7N (kPa) bila tidak dilakukan perbaikan tanah. Sedangkan bila dilakukan perbaikan tanah dengan menggunakan grouting diajukan korelasi cu sebesar 3,8N (kPa).
- 5. Berdasarkan korelasi cu terhadap nilai N-SPT pada point 5 di atas dan mengambil nilai α sebesar 0,375 maka dapat ditentukan korelasi antara tegangan geser selimut terhadap nilai N-SPT. Besar tegangan geser dapat diprediksi menggunakan nilai τ yang berkisar antara 0,75N sampai dengan 1,00N (kPa) bila tidak dilakukan perbaikan tanah. Sedangkan bila dilakukan perbaikan tanah dengan menggunakan grouting, tegangan geser selimut dapat diprediksi memakai nilai τ sebesar 1,42N (kPa).
- 6. Terdapat perbedaan korelasi τ terhadap nilai N-SPT yang diperoleh berdasarkan data uji pembebanan pondasi pada Jembatan Ciujung dan data uji pembebanan pondasi pada Jembatan Suramadu. Perbedaan tersebut diperkirakan akibat
adanya perbedaan jangka waktu material clayshale terekspose. Dalam hal ini, semakin lama material clay-shale terekspose maka strength reduction yang terjadi akan semakin besar. Perbedaan yang terjadi juga diperkirakan akibat adanya perbedaan dalam metode pemboran yang digunakan, dimana pada Jembatan Ciujung digunakan dry boring sedangkan pada Jembatan Suramadu digunakan pemboran dengan metode Reverse Circulation Drill (RCD) yang menggunakan slurry mud. Metode pemboran yang digunakan diperkirakan dapat mempengaruhi strength reduction yang terjadi pada material clayshale.