1. Pendahuluan
Jembatan Pasupati di Bandung adalah jembatan kabel pancang (cable stayed) yang merupakan ikon kota Bandung dan merupakan infrastruktur yang sangat vital sebagai pintu gerbang yang menghubungkan kota Bandung dengan kota-kota lain di Pulau Jawa. Jembatan Pasupati juga merupakan salah satu pelopor pemakaian jembatan kabel pancang di Indonesia. Jembatan kabel pancang yang dibangun paling awal di Indonesia diantaranya Jembatan Barelang, Batam (1998), Jembatan Pasupati, Bandung (2005) dan Jembatan Suramadu antara Pulau Madura dan Surabaya (2009). Jembatan Pasupati merupakan bagian dari jalan layang Pasupati yang menghubungkan Jalan Pateur dan Jalan Pasupati. Jalan layang Pasupati merupakan infrastruktur yang sangat vital bagi kota Bandung.
Jembatan Pasupati Bandung direncanakan sejak tahun 1996, masa konstruksi sejak tahun 2001 dan beroperasi sejak tahun 2005. Dalam kurun waktu sejak operasi hingga saat ini telah berkembang data-data lalu lintas dan pembebanan gempa. Ilmu pengetahuan tetang perencanaan jembatan, terutama tentang struktur jembatan gempa juga sudah berkembang. Untuk mengakomodasi perkembangan ini telah diadakan beberapa kali perubahan peraturan perencanaan. Perubahan terpenting adalah adanya peningkatan persyaratan beban hidup jembatan dan besaran beban gempa rencana. Beban gempa rencana dari peraturan sebelumnya menggunakan periode ulang 500 tahun menjadi 1000 tahun pada peraturan terbaru. Peraturan tentang struktur jembatan tahan gempa juga banyak mengalami perubahan. Peraturan perencanaan jembatan terbaru adalah SNI 1725:2016 tentang Pembebanan untuk Jembatan serta SNI 2833:2016 tentang Perencanaan Tahan Gempa untuk Jembatan.
Disamping peningkatan beban seismik sebagai akibat perkembangan pengetahuan tentang kegempaan Indonesia, pengetahuan tentang perilaku jembatan kabel pancang menerima beban seismik juga bertambah maju. Salah satu metode penilaian kinerja struktur jembatan dalam memikul beban seismik yang giat dikembangkan adalah metode performance based design (PBD). Penelitian untuk mengembangkan dan menyempurnakan metode performance based design (PBD) untuk jembatan kabel pancang diantaranya Ashtari (2018), Atei, dkk (2018), Aviram, dkk (2008) dan Camara (2018).
Jembatan tipe kabel pancang umumnya merupakan jembatan penting dan merupakan ikon suatu daerah sehingga selayaknya direncanakan dan dibangun dengan baik, namun kegagalan jembatan kabel pancang masih dilaporkan terutama akibat gempa. Sebagai contoh Wenzel dkk (2012) melaporkan dan menginvestigasi kerusakan Jembatan Kabel Pancang Chi-Lu pasca Gempa Chichi 1999. Wenzel dkk (2012) melaporkan bahwa terjadi kerusakan pada sambungan kaku antara pylon dengan girder dan dasar pylon dan juga menunjukkan bahwa sambungan kaku antara pylon dengan girder mengalami kerusakan yang lebih
parah dibandingkan dengan dasar pylon. Pada bagian tengah pylon yang terhubung gelagar mengalami kerusakan cukup serius berupa cover beton terkelupas (spalling) dan tulangan longitudinal pada tengah pylon mengalami tekuk (buckling). Sedangkan dasar pylon hanya mengalami kerusakan ringan berupa timbulnya retak. Kerusakan lainnya dilaporkan pada puncak pier terjadi retak akibat pounding namun tidak dilaporkan terjadi kerusakan pada dasar pier. Chang dkk (2012) juga melaporkan kerusakan Jembatan Chi-Lu yang sama dengan laporan Wenzel dkk (2012) dan kerusakan tersebut juga menyebabkan elevasi dek jembatan menjadi lebih rendah dari elevasi dek desain. Studi berupa kajian model eksperimental dilakukan oleh Wang dkk (2019) dengan membuat model miniatur pylon jembatan A-shaped yakni model Jembatan Sutong di Tiongkok. Model jembatan diberi beban aktuator arah lateral sebagai simulasi beban seismik. Hasil yang dilaporkan ternyata serupa dengan pengamatan kerusakan Jembatan Chi-Lu, yakni kerusakan pylon diawali dari bagian sambungan dengan girder sebelum muncul kerusakan pada dasar pylon. Murphy dkk (2022) melaporkan hasil investigasi keruntuhan Jembatan Chirajara yang merupakan bagian dari proyek jalan raya di tenggara Bogota, Kolombia. Jembatan kabel pancang ini runtuh pada saat konstruksi pada tanggal 15 Januari 2018. Analisis global dan nonlinier yang cermat dilakukan untuk menentukan efek beban, memperkirakan kapasitas pylon, dan mengidentifikasi mode kegagalan. Penyelidikan menyimpulkan bahwa kejadian runtuh disebabkan oleh kekurangan kekuatan menara, di mana desain dengan keliru mengasumsikan bahwa penulangan diafragma diantara kaki pylon dapat menahan gaya tarik horizontal.
Kerentanan jembatan kabel pancang juga merupakan kajian yang menarik, mengingat fungsi jembatan kabel pancang sebagai infrastruktur yang penting. Ovett dkk. (2018) memperkenalkan kerangka penilaian kerentanan untuk jembatan kabel pancang, dengan menekankan penggunaan model praktis yang didasarkan pada elemen-elemen kritis yang diidentifikasi melalui analisis kegagalan pada jembatan operasional, bukan prototipe, terhadap beban angin. Das dkk. (2016) menyelidiki pemodelan dan analisis dinamis nonlinier dari jembatan kabel pancang, menekankan berbagai skenario kehilangan kabel yang kritis dan mengungkap pola keruntuhan progresif yang menunjukkan kemungkinan penurunan penyebaran kegagalan ketika kabel yang gagal berada lebih dekat ke pylon. Proses keruntuhan dan mekanisme kegagalan dari jembatan kabel pancang akibat guncangan gempa kuat diteliti oleh Wang dkk (2017) menggunakan metode elemen hingga dinamis eksplisit, mengungkapkan bahwa keruntuhan sering kali disebabkan oleh kegagalan pier dan pylon utama dibandingkan akibat kabel dan girder utama. Hasil ini memberikan wawasan berharga untuk analisis kerentanan gempa dan ketahanan terhadap keruntuhan dari jembatan kabel pancang bentang panjang sebagai bagian dari jalan raya dan rel kereta.
Dengan persyaratan-persyaratan yang lebih ketat pada peraturan perencanaan terbaru dibandingkan dengan peraturan yang dipakai sebagai dasar perencanaan Jembatan Pasupati, timbul kekawatiran tentang kelayakan dan keamanan Jembatan Pasupati. Sebagai tindak lanjut, perlu dilakukan evaluasi menyeluruh terhadap kelayakan dan keamanan Jembatan Pasupati berdasarkan peraturan perencanaan terbaru.
Studi ini mengkaji Jembatan Pasupati Bandung yang didesain dengan standar perencanaan jembatan BMS-1992 untuk diperiksa kelayakan dan keamanan struktur mengacu pada peraturan terbaru yaitu SNI 1725:2016 dan SNI 2833:2016. Pemeriksaan dimulai dengan analisis linier untuk pembebanan vertikal saja dilanjutkan dengan kombinasi pembebanan vertikal dan gempa. Analisis nonlinier static pushover dan performance based design (PBD) juga diterapkan pada model jembatan untuk memperoleh gambaran jelas tentang mekanisme keruntuhan dan perilaku nonlinier jembatan akibat beban seismik.
2. Data dan Karakteristik Jembatan Pasupati
Data dan karakteristik Jembatan Pasupati pada penelitian ini berdasarkan pada gambar-gambar as-built WIKA-WASKITA-CGC JO. (2005). Disini disampaikan data dan karakteristik Jembatan Pasupati secara singkat, dan lebih detailnya bisa dilihat pada referensi WIKA-WASKITA-CGC JO. (2005) dan Budiharto (2021). Jembatan Pasupati Bandung memiliki panjang total 2.450 meter terdiri atas tiga bagian yaitu segmen viaduct (flyover) Barat sepanjang 1.278 meter, segmen viaduct (flyover) Timur sepanjang 869 meter dan segmen tengah jembatan kabel pancang (cable-stayed) sepanjang 303 meter. Studi ini dibatasi pada segmen yang menerus dengan jembatan kabel pancang (cable-stayed) saja, yaitu yang berdasarkan as-built drawing diawali dari Pier W1, Pilon, Pier E1, E2, E3 hingga E4 seperti pada Gambar 1.
Material jembatan menggunakan beton K-500 pada pylon dan gelagar, serta beton K-400 untuk pier. Material ruji kabel dan kabel prategang internal gelagar adalah 7 wire low relaxation strands dengan kuat leleh 1670 MPa dan kuat tarik 1860 MPa. Tulangan struktural menggunakan BJTD 390 MPa. Sistem ruji kabel terdiri
atas 19 kabel dengan 10 kabel 75 strands (paralel 2 x 5) pada sistem barat (side span) dengan pola harpa dan 9 kabel 91 strands pada sistem timur (main span) dengan pola kipas modifikasi. Adapun gelagar jembatan berbentuk segmental precast box girder dengan lebar tipikal 30,83 meter untuk segmen antara pylon sampai dengan pier E3. Untuk pier W1 sampai dengan pylon dan antara pier E3 sampai dengan pier E4, gelagar secara gradual melebar untuk memfasilitasi ramp jembatan. Lebar gelagar pada awal dan akhir jedambatan adalah 37,92 meter dan 37,56 meter.
Pylon memiliki tinggi total 53 meter dan posisi gelagar terhadap pylon berada pada elevasi 17,71 meter. Pylon memiliki bentuk artistik dengan penampang berbentuk serupa oktagonal. Khusus dasar pylon memiliki penampang oktagonal berongga di bagian tengahnya. Pier jembatan berupa pilar tipe dinding modified flare dan yang tertinggi adalah pier E1 20,99 meter. Masingmasing puncak pier diberikan bearing yang bergerak bebas arah longitudinal namun dikekang arah transversal. Sehingga bearing pada puncak pier diasumsikan perletakan rol pada arah longitudinal dan sendi pada arah transversal. Hubungan koneksi pylon dengan gelagar adalah sambungan rigid.
Proses pembangunan jembatan cable-stayed diawali dengan pembangunan pylon dan pier, pemasangan perancah, kemudian ereksi gelagar di atas perancah, selanjutnya instalasi dan stressing kabel prategang internal gelagar dan yang terakhir instalasi cable-stayed. Dengan demikian, ruji kabel dapat diasumsikan sebagai weak cable state (Fu dan Wang, 2015). Sistem ruji kabel tidak sepenuhnya menopang beban gelagar, namun peran lebih banyak berasal dari sistem kabel prategang internal jembatan. Karakteristik weak cable state adalah tegangan kabel relatif rendah, serta lendutan dan momen lentur gelagar yang lebih besar dibandingkan model ideal cable state atau sistem kabel menopang sepenuhnya beban gelagar. Asumsi weak cable state digunakan karena selain sesuai dengan kondisi lapangan, juga lebih konservatif karena dalam jangka panjang memang terjadi penurunan tegangan kabel.
Gambar 1. Tampak atas dan tampak samping jembatan kabel pancang pasupati Bandung (Sumber WIKA-WASKITA-CGC JO. 2005)
3. Kondisi Jembatan Pasupati
Penelitian ini tidak termasuk melakukan inspeksi lapangan. Kondisi Jembatan Pasupati diketahui berdasarkan laporan pemeriksaan setelah terjadi insiden penting, misalnya setelah Gempa Tasikmalaya (2009) dan dari pemeriksaan rutin yang dilakukan sebagai bagian dari pemeliharaan (Balai Besar Pelaksanaan Jalan Nasional VI (2019)). Setelah Gempa Tasikmalaya dilaporkan adanya retak pada abutment akibat tarikan angkur dan retak pada diafragma. Kebocoran saluran air yang ditanam dalam segmen beton dan korosi juga diamati. Dari laporan pemeriksaan pada Tahun 2016, dilaporkan pada umumnya Jembatan Pasupati dalam keadaan baik kecuali beberapa kerusakan ringan yang dapat diperbaiki sebagai bagian dari pemeliharaan rutin. Kerusakan yang dilaporkan antara lain retak-retak yang disebabkan oleh adanya rembesan air (kemungkinan besar retak akibat korosi tulangan). Bearing yang kotor dan berdebu dan saluran pembuangan air yang tidak berfungsi maksimal. Kerusakan-kerusakan yang terjadi dianggap tidak serius dan telah dilakukan perbaikan-perbaikan yang bersifat non-struktural.
4. Metodologi
Dari perbandingan peraturan perencanaan pada saat desain jembatan dilaksanakan berdasarkan BMS 92 dan peraturan perencanaan terbaru SNI 1725:2016 dan SNI 2833:2016 terlihat adanya tuntutan kapasitas yang lebih tinggi pada peraturan terbaru baik untuk beban lalu lintas maupun beban gempa. Untuk itu evaluasi dimulai dengan melakukan analisis linier dan melakukan evaluasi kinerja struktur jembatan dengan prosedur sesuai BMS 92 untuk memeriksa kelayakan jembatan sesuai dengan peraturan yang berlaku saat dibangun. Pemeriksaan dengan BMS 92 juga bermanfaat sebagai indikasi seberapa jauh perbedaan persyaratan antara peraturan BMS 1992 dibandingkan dengan kombinasi SNI 1725:2016 dan SNI 2833:2016. Analisis dan evaluasi kinerja dilakukan baik terhadap kombinasi pembebanan vertikal saja maupun terhadap kombinasi pembebanan vertikal dengan beban gempa. Dari hasil analisis linier, apabila ada komponen struktur yang tidak memenuhi syarat kekuatannya, akan dilakukan evaluasi level kinerja struktur dengan analisis non-linier (Performance-Based Design) untuk menentukan level kinerja struktur. Komponen struktur jembatan yang dikaji meliputi pylon, pier, gelagar dan ruji kabel. Struktur bawah tidak dianalisis pada studi ini. Kajian yang mengevaluasi struktur bawah salah satunya adalah Witjaksono (2005).
5. Pemodelan Jembatan Pasupati dan Metode Analisis
Dengan informasi yang diperoleh, pemodelan dapat dibuat seperti pada Gambar 2 menggunakan bantuan perangkat lunak MIDASCivil. Pylon dimodelkan sebagai elemen balok kolom 3D, girder dimodelkan dengan model line. Khusus untuk pemeriksaan terhadap beban lalu lintas, girder diperiksa juga dengan pemodelan grillage untuk memberikan pembebanan yang lebih akurat terutama pada distribusi arah lateral jembatan. Kabel dimodelkan sebagai elemen kabel dengan gaya-gaya inisial diberikan sesuai dengan data tegangan kabel aktual. Metode analisis yang dilakukan adalah analisis linier dengan mengikuti urutan konstruksi dan pembebanan seperti diuraikan di atas. Metode analisis non-linier static pushover juga dilakukan untuk mengevaluasi kinerja struktur menahan beban gempa dengan metode performance based design(PBD).
6. Analisis Pembebanan Standar Jembatan
Pada tahap pertama, untuk memeriksa kelayakan perencanaan struktur jembatan dilakukan analisis dengan kriteria termasuk pembebanan sesuai BMS-1992. Pada tahapan selanjutnya dilakukan evaluasi sesuai SNI 1725:2016 dan SNI 2833:2016. Perbandingan pembebanan berdasarkan BMS-1992 dan SNI 1725:2016 ditunjukkan pada Tabel 1. Dari perbandingan pembebanan ini, terlihat perubahan yang paling menentukan adalah kenaikan beban lalu lintas. Intensitas beban lalu lintas yang semula 8,0 kPa ditingkatkan menjadi 9 kPa. Distribusi beban yang semula sebesar 100% hanya selebar 5,5 meter, menjadi 100% untuk keseluruhan lebar jembatan. Perubahan lainnya didetailkan pada Tabel 1. Untuk beban gempa,
Gambar 3. Perbandingan respons spectra rencana BMS-1992 dan SNI 2833:2016
Gambar 2. Isometri 3 dimensi pemodelan jembatan
perubahan yang utama adalah pada periode ulang gempa rencana dari 500 tahun menjadi 1000 tahun. Mengikuti perkembangan terbaru, kurva response spectra juga disesuaikan dari bi-linier menjadi konstan pada periode pendek dan fungsi invers (1/T) pada periode panjang. Parameter-parameter response spectra rencana selengkapnya dibandingkan pada Tabel 1, sementara perbandingan grafik respon spectra rencana BMS-1992 dan SNI 2833:2016 dapat dilihat pada Gambar 3. Dalam evaluasi ini dipakai nilai faktor modifikasi respons, R = 1,5 dengan asumsi struktur merupakan struktur sangat penting karena merupakan struktur monumental. Terlihat kenaikan besaran koefisien beban gempa terutama pada periode struktur kecil (dibawah 1 detik) dan pada periode struktur besar (diatas 3 detik).
Kombinasi pembebanan yang dipergunakan adalah sesuai dengan peraturan yang ditinjau, yaitu BMS 1992 dan SNI 1725:2016. Kombinasi pembebanan dibedakan untuk tiga macam kondisi yaitu batas layan, kuat dan extrim. Untuk SNI 1725:2016 kombinasi pembebanan yang disyaratkan disajikan pada Tabel 2, Tabel 3 dan Tabel 4. Komponen pembebanan yang diperhitungkan meliputi beban permanen dan beban transien. Beban permanen terdiri dari beban mati komponen struktural dan non struktural jembatan (berat sendiri, trotoar, dan barrier) (MS), beban mati perkerasan dan utilitas (MA)
dan gaya prategang (PR). Beban transien diantaranya beban lajur (TD), gaya akibat rem (TB), beban truk (TT), gaya akibat susut/rangkak (SH), gaya gempa (EQX, EQY), gaya akibat temperatur gradien (ET), gaya akibat temperatur seragam (EUn), beban angin pada struktur (EWs) dan beban angin pada kendaraan (EWL).
7. Hasil Analisis
Dari model struktur yang dibangun berdasarkan gambar as-built (WIKA-WASKITA-CGC JO. 2005) dan mengikuti kriteria perencanaan berdasarkan BMS 1992 dibandingkan dengan SNI 1725:2016 dan SNI 2833:2016 telah dilakukan pemeriksaan daya layan, kekuatan dan tingkat kinerja untuk gelagar, pylon dan ruji kabel. Hasil-hasil analisis disajikan dibawah ini.
7.1 Hasil analisis gelagar
Indikator kinerja daya layan gelagar adalah besarnya lendutan pada tengah bentang akibat beban servis atau layan. Peraturan perencanaan umumnya menyatakan lendutan ijin proporsional terhadap Panjang bentang (L). Pada pembebanan BMS-1992 indikator kinerja mengacu pada SNI 2847-2002, yakni lendutan izin maksimum sebesar L/250 sedangkan pada pembebanan SNI 1725:2016 lendutan izin maksimum sebesar L/400
Tabel 1. Perbandingan pembebanan rencana jembatan
| No. | Uraian | BMS-1992 | SNI 1725:2016 dan SNI 2833:2016 |
|---|---|---|---|
| 1 | Beban Lajur (TD) Beban Terbagi Rata (BTR) | Jika L < 30 m; q = 8,0 kPa Jika L > 30 m q = 8,0 (0,5 + 15/L)kPa | Jika L < 30 m; q = 9,0 kPa Jika L > 30 m q = 9,0 (0,5 + 15/L)kPa |
| 2 | Beban Lajur (TD) Beban Garis Terpusat (BGT) | Intensitas Beban 44,0 kN/m BGT disebar dengan proporsi 100% dan 50% | Intensitas Beban 49,0 kN/m BGT disebar dengan intensitas 100% |
| 3 | Beban Truk (TT) | Beban Truk Desain 450 kN | Beban Truk Desain 500 kN |
| 4 | Beban Rem (TB) | L > 180 m, Gaya rem 500 kN pada kondisi servis Faktor Ultimit 2,0 | Gaya Rem diambil terbesar : 25% dari berat gandar truk desain 5% dari berat truk rencana ditambah beban lajur BTR |
| 5 | Beban Angin Struktur (EWS) | Beban Angin Bangunan Atas Kondisi servis 0,47 kPa Kondisi ultimit 0,80 kPa | 4,4 N/mm |
| 6 | Beban Angin Kendaraan (EWL) | Kondisi servis 0,90 kN/m Kondisi ultimit 1,56 kN/m bekerja 2000 mm diatas permukaan jalan | 1,46 N/mm, tegak lurus dan bekerja 1800 mm diatas permukaan jalan |
| 7 | Beban Gempa (EQ) | Gempa rencana periode ulang 500 tahun Wilayah Gempa 3 PGA = 0,4 g I = 1,25 (jembatan utama) S = 1,20 (Tanah Sedang) R = 6 (kolom majemuk) Z = 8 (pilar daktail penuh) Periode Ulang 500 tahun | Gempa rencana periode ulang 1000 tahun Zona Gempa 4 Tanah Sedang (SD) PGA = 0,525 g SS = 1,20 g T0 = 0,15 detik S1 = 0,52 g Ts = 0,75 detik Sds = 0,81 g Sd1 = 0,61 g R = 1,5 (Sangat Penting) |
Tabel 2. Kombinasi pembebanan LAYAN SNI 1725:2016
| Keadaan Batas | Uraian |
|---|---|
| LAYAN I | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 1,0 TT + 1,0 TD + 1,0 TB + 0,3 EWS + 1,0 EWL + 1,2 EUN |
| LAYAN IA | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 1,0 TT + 1,0 TD + 1,0 TB + 0,3 EWS + 1,0 EWL + 1,2 EUN |
| LAYAN IB | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 1,0 TT + 1,0 TD + 1,0 TB + 0,3 EWS + 1,0 EWL + 1,2 EUN |
| LAYAN IC | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 1,0 TT + 1,0 TD + 1,0 TB + 0,3 EWS + 1,0 EWL + 1,2 EUN |
| LAYAN III | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,8 TT + 0,8 TD + 0,8 TB + 1,2 EUN |
| LAYAN IIIA | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,8 TT + 0,8 TD + 0,8 TB + 1,2 EUN |
| LAYAN IIIB | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,8 TT + 0,8 TD + 0,8 TB + 1,2 EUN |
| LAYAN IIIC | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,8 TT + 0,8 TD + 0,8 TB + 1,2 EUN |
| LAYAN IV | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,7 EWS + 1,2 EUN |
Tabel 3. Kombinasi Pembebanan KUAT SNI 1725:2016
| Keadaan Batas | Uraian |
|---|---|
| Kuat l | 1,2 MS + 2,0 MA + 1,0 PR + 1,8 TT + 1,8 TD + 1,8 TB + 0,3 EWS + 1,2 EUN |
| Kuat IA | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.8 \text{ TT} + 1.8 \text{ TD} + 1.8 \text{ TB} + 0.3 \text{ EW}_{\text{S}} + 1.2 \text{ EU}_{\text{N}}\) |
| Kuat IB | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.8 \text{ TT} + 1.8 \text{ TD} + 1.8 \text{ TB} + 1.2 \text{ EU}_{N}\) |
| Kuat IC | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.8 \text{ TT} + 1.8 \text{ TD} + 1.8 \text{ TB} + 1.2 \text{ EU}_{N}\) |
| Kuat II | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.4 \text{ TT} + 1.4 \text{ TD} + 1.4 \text{ TB} + 1.2 \text{ EU}_{N}\) |
| Kuat IIA | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.4 \text{ TT} + 1.4 \text{ TD} + 1.4 \text{ TB} + 1.2 \text{ EU}_{N}\) |
| Kuat IIB | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.4 \text{ TT} + 1.4 \text{ TD} + 1.4 \text{ TB} + 1.2 \text{ EU}_{N}\) |
| Kuat IIC | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.4 \text{ TT} + 1.4 \text{ TD} + 1.4 \text{ TB} + 1.2 \text{ EU}_{N}\) |
| Kuat III | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 1.0 \text{ PR} + 1.4 \text{ EW}_{\text{S}} + 1.2 \text{ EU}_{\text{N}}\) |
| Kuat IV | \(1.2 \text{ MS} + 2.0 \text{ MA} + 0.4 \text{ EW}_{\text{S}} + 1.0 \text{ EW}_{\text{L}} + 1.2 \text{ EU}_{\text{N}}\) |
Tabel 4. Kombinasi pembebanan EKSTREM SNI 1725:2016
| Keadaan Batas | Uraian |
|---|---|
| Ekstrem I XA | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB + 1,0 EQX + 0,3 EQY |
| Ekstrem I XB | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB + 1,0 EQ\(_{\rm X}\) - 0,3 EQ\(_{\rm Y}\) |
| Ekstrem I XC | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB - 1,0 EQ\(_{\rm X}\) + 0,3 EQ\(_{\rm Y}\) |
| Ekstrem I XD | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB - 1,0 EQ\(_{\rm X}\)- 0,3 EQ\(_{\rm Y}\) |
| Ekstrem I YA | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB + 1,0 E\(Q_Y\) + 0,3 E\(Q_X\) |
| Ekstrem I YB | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB + 1,0 E\(Q_Y\) - 0,3 E\(Q_X\) |
| Ekstrem I YC | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB - 1,0 EQ\(_{\rm Y}\) + 0,3 EQ\(_{\rm X}\) |
| Ekstrem I YD | 1,0 MS + 1,0 MA + 1,0 PR + 0,5 TT + 0,5 TD + 0,5 TB - 1,0 E\(Q_Y\) - 0,3 E\(Q_X\) |
Penempatan Beban TD Kombinasi Layan I, Layan II, Layan III, Ekstrem IXA, Ekstrem IYA Kuat I dan Kuat II
Penempatan Beban TD Kombinasi Layan IB, Layan IIB, Layan IIB, Ekstrem IXC, Ekstrem IYC Kuat IB dan Kuat IIB
Penempatan Beban TD Kombinasi Layan IA, Layan IIA, Layan IIIA, Ekstrem IXB, Ekstrem IYB, Kuat IA dan Kuat IIA
Penempatan Beban TD Kombinasi Layan IC, Layan IIC, Layan IIIC, Ekstrem IXD, Ekstrem IYD, Kuat IC dan Kuat IIC
Gambar 4. Alternatif penempatan beban lajur (TD)
mengacu pada SE Menteri PUPR No. 08/SE/M/2015 Poin 5.1. Hasil analisis lendutan gelagar disajikan dalam Tabel 5.
Lendutan maksimum gelagar terjadi pada Bentang 2 yang merupakan bentang terpanjang. Akibat beban kombinasi BMS-1992, lendutan yang terjadi sebesar 122,48 mm, masih dibawah lendutan izin 424 mm. Sedangkan akibat beban kombinasi SNI 1725:2016 lendutan yang terjadi sebesar 124,98 mm, juga masih dibawah lendutan izin maksimum 265 mm.
Pemeriksaan kekuatan dilakukan dengan memeriksa kapasitas penampang terhadap beban terfaktor. Kapasitas nominal \(\phi M_n\) gelagar berasal dari elemen beton, tulangan dan kabel prategang internal
dibandingkan dengan momen terfaktor \(M_u\) dari kombinasi pembebanan KUAT.
Ruji kabel pada bentang 2 menambah kekakuan bentang dan juga mengurangi momen yang terjadi akibat beban vertikal. Perbandingan kapasitas momen \(\phi M_n\) gelagar dan momen terfaktor ditinjau pada daerah tumpuan dan lapangan dan ditampilkan pada Tabel 6. Perbandingan diagram kapasitas momen \(\phi M_n\) gelagar terhadap bermacam kombinasi beban terfaktor \(M_u\) dapat dilihat dalam Gambar 5 untuk kombinasi beban BMS-1992 dan Gambar 6 untuk kombinasi beban SNI 1725:2016.
Berdasarkan Gambar 5, momen terfaktor \(M_u\) kombinasi BMS-1992 terbesar terjadi pada Bentang 2
Tabel 5. Analisis lendutan gelagar
| Bentang | ||||||
|---|---|---|---|---|---|---|
| Uraian | Satuan | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| Panjang Bentang (L) | m | 55 | 106 | 53 | 44,5 | 44,5 |
| SNI 2847-2002 Lendutan Ijin (L/250) | mm | -220 | -424 | -212 | -178 | -178 |
| Lendutan Max. Kombinasi BMS-1992 | mm | -18 | -122 | -29 | -17 | -29 |
| SE PUPR No. 08/SE/M/2015 Lendutan Ijin (L/400) | mm | -138 | -265 | -132 | -111 | -111 |
| Lendutan Max. Kombinasi SNI 1725:2016 | mm | -22 | -125 | -30 | -20 | -30 |
| OK | OK | OK | OK | OK | ||
Tabel 6. Kapasitas ɸMn gelagar pada masing-masing bentang jembatan
| Bentang | ɸMn Tumpuan Kiri | ɸMn Lapangan | ɸMn Tumpuan Kanan | |
|---|---|---|---|---|
| (kN.m) | (kN.m) | (kN.m) | ||
| 1 | 244472,63 | 324278,02 | 597395,65 | |
| 2 | 597395,65 | 352264,42 | 389659,64 | |
| 3 | 389659,64 | 251646,45 | 287048,96 | |
| 4 | 287048,96 | 254213,69 | 277771,70 | |
| 5 | 277771,70 | 238049,77 | 208461,68 | |
Gambar 5. Diagram kapasitas momen ɸMn gelagar terhadap momen terfaktor Mu sesuai BMS-1992
Gambar 6. Diagram kapasitas momen ɸMn gelagar terhadap momen terfaktor Mu sesuai SNI 1725:2016
akibat kombinasi ULTIMIT IB sebesar 330217,20 kN.m, masih berada di bawah kapasitas momen ɸMn 352264,42 kN.m dengan rasio Mu/ɸMn sebesar 94%. Sedangkan terhadap beban kombinasi SNI 1725:2016 seperti terlihat pada Gambar 6, momen terfaktor Mu terbesar terjadi pada kombinasi KUAT IB sebesar 362282 kN.m, sedikit lebih besar dari kapasitas momen ɸMn 352264,42 kN.m. Pada kasus ini terjadi kelebihan beban sebesar 3%. Kelebihan beban sebesar 3% masih bisa diterima
mengingat banyaknya ketidakpastian dalam penentuan beban dan kapasitas, namun perlu menjadi catatan bahwa kenaikan standar beban hidup pada SNI 1725:2016 berdampak cukup signifikan pada beban gelagar.
Selanjutnya diperiksa juga indikator kinerja gelagar berupa tegangan permukaan gelagar akibat beban servis. Acuan parameter untuk kondisi dengan pembebanan berdasarkan BMS 1992 adalah SNI 032847-2002 Pasal 20.4 sedangkan untuk pembebanan sesuai SNI 1725:2016 tegangan ijin mengacu pada ketentuan tegangan izin pada SNI 2847-2019 Pasal 24.5 sebagaimana ditunjukkan pada Tabel 7 untuk mutu beton gelagar K-500 atau \(f_c\)' 41,50 MPa.
Hasil analisis tegangan gelagar ditampilkan dalam Tabel 8. Pada serat atas akibat beban LAYAN II SNI 1725:2016 pada bentang 2 memberikan tegangan serat atas terbesar 5,30 MPa melebihi syarat 3,99 MPa. Tegangan ini terjadi di zona tumpuan sekitar pylon. Namun besarnya tegangan yang terjadi masih dibawah 1,00√fc' sehingga kondisi yang terjadi adalah peralihan antara utuh dan retak. Secara umum, persamaan tegangan lentur girder pada SNI 2847-2019
lebih menoleransi besaran tegangan yang lebih tinggi dibandingkan SNI 2847-2002.
7.2 Hasil analisis ruji kabel
Analisis ruji kabel dilakukan dengan acuan SE Menteri PUPR No. 08/SE/M/2015 poin 5.2. yang mensyaratkan bahwa gaya akhir pada ruji kabel tidak boleh melebihi tegangan-tegangan batas sebagai berikut: tegangan putus \(f_{pu}=1860\ MPa,\) batas layan \(0.45f_{pu}=837\ MPa\) dan batas ultimit \(0.60f_{pu}=1116\ MPa.\)
Dari hasil analisis pemodelan dengan MIDASCivil diperoleh tegangan tertinggi pada kabel akibat kombinasi beban BMS-1992 dan SNI 1725:2016
Tabel 7. Syarat tegangan ijin gelagar
| Tegangan Ijin | SNI 03-2847-2002 Pasal 20.4 | SNI 2847-2019 Pasal 24.5 |
|---|---|---|
| Kondisi Tarik | \(f_{t,s} = 0,50 \ \sqrt{fc'} = 3,22 \ MPa\) | \(f_{t,s} = 0.62 \ \sqrt{fc'} = 3.99 \ \text{MPa}\) |
| Kondisi Tekan | fc,s = 0,40 fc' = 18,67 MPa | fc,s = 0,60 fc' = 24,90 MPa |
Tabel 8. Tegangan gelagar yang terjadi akibat beban servis sesuai BMS-1992 dan SNI 1725-2016
| Lakasi | Bentang 1 | Ben | Bentang 2 Bentang | tang 3 | Bentang 4 | Bentang 5 | ||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Lokasi | Max | Min | Max | Min | Max | Min | Max | Min | Max | Min |
| Kombinasi BMS-1992 | ||||||||||
| Serat Atas | 2,70 | -7,50 | 3,50 | -18,30 | 3,40 | -7,20 | 3,60 | -4,10 | 3,50 | -4,50 |
| Serat Bawah | -3,10 | -9,40 | 2,60 | -17,90 | 2,90 | -18,70 | 0,30 | -10,80 | 3,20 | -7,30 |
| Kombinasi SNI 1725:2016 | ||||||||||
| Serat Atas | 1,10 | -6,30 | 4,70 | -19,50 | 3,80 | -8,30 | 3,90 | -5,90 | 1,60 | -7,30 |
| Serat Bawah | -3,70 | -5,70 | 3,00 | -19,60 | 4,20 | -22,60 | -2,00 | -12,00 | 3,60 | -8,20 |
Tabel 9. Tegangan kabel E3
| URAIAN | BMS-1992 | SNI 1725:2016 |
|---|---|---|
| Batas layan 0,45fpu = 837 MPa | 389,10 MPa | 434,80 MPa |
| Batas ultimit 0,60fpu = 1116 MPa | 536,60 MPa | 546,50 MPa |
Tabel 10. Perbandingan \(M_u\) Terhadap \(\phi M_n\) Akibat Kombinasi Beban BMS-1992
| _ | Arah Memanjan | g | Arah Melintang | |||
|---|---|---|---|---|---|---|
| Penampang Pylon | \(M_{ux}\) \(\phi M_{nx}\) | \(-M_{ux}/\phi M_{ux}\) | \(M_{uy}\) | \(\phi M_{ny}\) | M / h M | |
| _ | (kN.m) | \(\frac{\mathbf{W}_{ux}}{(kN.m)}\) \(M_{ux}/\phi N\) | (kN.m) | (kN.m) | \(-M_{uy}/\phi M_{ny}\) | |
| A-A | 341695 | 500871 | 68% | 122052 | 350209 | 35% |
| B-B | 158239 | 266308 | 59% | 39430 | 209574 | 19% |
| C-C | 188285 | 229534 | 82% | 103119 | 151450 | 68% |
| D-D | 33959 | 111286 | 30% | 73975 | 86726 | 85% |
| E-E | 21980 | 70866 | 31% | 33415 | 46768 | 71% |
Tabel 11. Perbandingan \(\emph{M}_{\it{u}}\) terhadap \(\emph{\phi}\emph{M}_{\it{n}}\) akibat kombinasi beban SNI 1725:2016
| _ | Arah Memanjan | g | Arah Melintang | ||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Penampang Pylon | \(M_{ux}\) | \(\phi M_{nx}\) | \(-M_{ux}/\phi M_{nx}\) - | \(M_{uy}\) | \(\phi M_{ny}\) | 4M | |
| _ | (kN.m) | (kN.m) | \(-\) \(M_{ux}/\psi M_{nx}\) - | (kN.m) | (kN.m) | \(\phi M_{ny}\) | |
| A-A | 563036 | 525383 | 107% | 187057 | 356356 | 53% | |
| B-B | 272498 | 288603 | 94% | 114384 | 222679 | 51% | |
| C-C | 312927 | 231364 | 135% | 123021 | 157602 | 78% | |
| D-D | 68131 | 111287 | 61% | 105144 | 84922 | 124% | |
| E-E | 55339 | 70866 | 78,% | 38149 | 47780 | 80% | |
374 Jurnal Teknik Sipil
terjadi pada Kabel E3 dengan rangkuman ditampilkan dalam Tabel 9.
Berdasarkan Tabel 9 terjadi kenaikan tegangan pada kabel E3 akibat kombinasi beban SNI 1725:2016. Namun tegangan yang terjadi masih jauh dari tegangan izin, pada keadaan layan tegangan yang terjadi sebesar 434,80 MPa atau 51,95% dari syarat batas dan pada keadaan ultimit tegangan yang terjadi sebesar 546,50 MPa atau 48,97% dari syarat batas. Hal ini karena beban
Gambar 7. Tampak samping pylon dan potongan yang ditinjau (WIKA-WASKITA-CGC JO. 2005)
Gambar 8. Envelope momen lentur pylon arah memanjang dan melintang
Gambar 9. Envelope gaya geser pylon arah memanjang dan melintang
yang bekerja pada gelagar jembatan lebih banyak ditahan oleh kabel prategang internal.
7.3 Analisis pylon
Analisis pylon diterapkan dengan meninjau kapasitas momen lentur nominal \(\phi M_n\) dan kapasitas geser \(\phi V_n\). Karena pylon berbentuk artistik dengan penampang yang berubah secara gradual, maka ditinjau 5 (lima) potongan penampang pylon yaitu A-A (lower top), B-B (upper deck), C-C (lower deck), D-D (upper base), dan E-E (base pylon) seperti ditunjukkan pada Gambar 7. Adapun hasil analisis momen lentur envelope pylon ditampilkan pada Tabel 10 dan Tabel 11. Diagram kapasitas momen lentur dan momen lentur terfaktor untuk pembebanan berdasarkan BMS 1922 dan SNI 1725:2016 ditunjukkan pada Gambar 8.
Berdasarkan Tabel 10 dan Gambar 8, berdasarkan BMS-1992, seluruh penampang pylon memenuhi persyaratan kekuatan untuk semua kondisi pembebanan. Dari Tabel 11 dan Gambar 8, berdasarkan SNI 1725:2016 terjadi momen terfaktor lebih besar dari kapasitas momen pada potongan E-E dan C-C akibat gempa pada arah longitudinal dan pada potongan B-B pada arah transversal. Rasio \(M_{ux}/\phi M_{nx}\) pada pylon potongan D-D dan B-B arah longitudinal adalah 107,17% dan 135,25% serta pada pylon potongan B-B arah transversal adalah 123,81%. Berdasarkan analisis linier, diprediksi pylon akan mengalami kelelehan pada bagian tengah pylon, yaitu pada sambungan pylon dengan gelagar terlebih dahulu dibandingkan dasar pylon. Analisis nonlinear static pushover perlu dilakukan untuk memastikan kinerja jembatan apabila terjadi beban gempa rencana.
Untuk pemeriksaan kekuatan geser, gaya geser terfactor dan kapasitas gaya geser dari hasil analisis yang ditampilkan pada Gambar 9. Dari hasil analisis, terlihat gaya geser terfaktor \(V_u\) yang terjadi akibat beban berdasarkan BMS 1992 dan SNI 1725:2016 masih dibawah kapasitas gaya geser \(\phi V_n\).
7.4 Analisis nonlinear static pushover (performance based design)
nonlinier pushover dilakukan Analisis statik menerapkan beban mati (MS), beban mati tambahan (MA) dan beban lalu lintas pada model jembatan. Kemudian beban lateral dengan pola spesifik diterapkan meningkat secara monotonik sampai struktur mencapai tingkat perpindahan tertentu. Dengan demikian pola kegagalan, terbentuknya titik lemah atau sendi plastis pada struktur dapat diidentifikasi. Evaluasi kinerja struktur didapat dari titik kinerja berupa perpindahan target yang dibandingkan terhadap respons spectra rencana. Prosedur analisis menggunakan Capacity Spectrum Method (CSM) dari ATC-40 (1996). Acuan level kinerja struktur menggunakan Tabel 12 yang merupakan salah satu kriteria yang diacu oleh NHRCP Synthesis 440 (2013).
Properti tiap penampang pylon seperti momen leleh \(M_{\nu}\), momen ultimit \(M_u\), kurvatur leleh \(\varphi_v\) dan kurvatur ultimit \(\varphi_u\) kemudian diinput dalam bentuk kurva
Tabel 12. Tingkat kinerja struktur
| Level | Deskripsi | Regangan Baja | Regangan Beton | % Drift | Displacement Ductility |
|---|---|---|---|---|---|
| I | Fully Operational | < 0,005 | <0,0032 | < 1,0 | <1,0 |
| II | Operational | 0,005 | 0,0032 | 1,0 | 1,0 |
| III | Life Safety | 0,019 | 0,01 | 3,0 | 2,0 |
| IV | Near Collapse | 0,048 | 0,027 | 5,0 | 6,0 |
| V | Collapse | 0,063 | 0,036 | 8,7 | 8,0 |
Sumber: NHRCP Synthesis 440 (2013)
Gambar 10. Kurva kapasitas dan titik kinerja arah memanjang (kiri) dan arah melintang (kanan)
Tabel 13. Ringkasan hasil analisis pushover
| Uraian | Arah Memanjang | Arah Melintang |
|---|---|---|
| Spectral Displacement, Sd (m) | 0,1655 | 0,237 |
| Spectral Acceleration, Sa (g) | 0,2937 | 0,190 |
| Base Shear (kN) | 58170 | 17850 |
| Displacement of Control Point, D (m) | 0,250 | 0,345 |
| Drift (%) | 0,51 % | 0,70 % |
| Tingkat Kinerja | Fully Operational | Fully Operational |
Gambar 11. Pembentukan sendi plastis dan mekanisme keruntuhan jembatan
backbone. Properti material nonlinier juga diinput mengacu pada model Mander (1988) untuk beton bertulang dan model Menegotto-Pinto (1973) untuk baja tulangan. Selanjutnya pemberian beban lateral dilakukan dalam arah memanjang dan melintang serta lokasi sendi plastis diinput pada model jembatan. Dari hasil analisis pushover diperoleh grafik kurva kapasitas untuk arah X (memanjang) dan arah Y (melintang) dan juga titik kinerja (performance point) yang merupakan perpotongan kurva kapasitas dengan kurva permintaan (demand curve) seperti ditunjukkan pada Gambar 10.
Dari hasil analisis pushover diperoleh bahwa kondisi pylon akibat beban gempa respons spectra rencana masih dalam keadaan Fully Operational sehingga kerusakan maksimal jembatan yang terjadi adalah retak ringan pada permukaan beton yang dapat dengan segera diperbaiki. Pylon tidak mengalami kerusakan struktural, dan komponen non struktural masih berada pada tempatnya. Perpindahan puncak pylon yang terjadi sebesar 0,250 meter pada arah memanjang dan 0,345 meter arah melintang. Adapun drift yang terjadi adalah 0,51% arah memanjang dan 0,70% arah melintang.
Mekanisme keruntuhan jembatan ditampilkan pada Gambar 11. Dapat dilihat bahwa baik dalam arah memanjang maupun arah melintang pembentukan sendi plastis diawali pada bagian tengah (pylon-girder connection) dan selanjutnya pada bagian dasar pylon. Adapun pada pier tidak terbentuk sendi plastis, hal ini karena puncak pier dipasang bearing yang meneruskan energi gempa longitudinal ke arah pylon. Sedangkan pada gempa arah melintang (arah Y), sepasang pier membentuk portal sehingga menjadi lebih kuat dibandingkan pylon yang merupakan struktur kantilever. Fenomena keruntuhan ini serupa dengan hasil yang dilaporan Wenzel dkk (2012), Chang dkk (2012) dan Wang dkk (2019) yang sudah dibahas pada Bagian 1.
8. Kesimpulan
Telah dilakukan analisis linier dan non-linier guna mengevaluasi tingkat keandalan struktur Jembatan Pasupati berdasarkan persyaratan batas layan, kekuatan, dan kondisi ekstrem. Analisis ini mengacu pada kriteria yang ditetapkan dalam peraturan perencanaan saat jembatan tersebut dirancang, yaitu BMS-1996, serta peraturan yang berlaku saat ini, yaitu SNI 1725:2016 yang dikombinasikan dengan SNI 2833:2016. Dalam analisis ini, digunakan model struktur yang dibangun berdasarkan gambar-gambar as-built jembatan. Hasil analisis ini memberikan kesimpulan yang penting bagi keandalan struktur jembatan tersebut sebagai berikut:
- 1. Dari analisis berdasarkan kriteria sesuai peraturan perencanaan saat Jembatan Pasupati dirancang (BMS -1996), dapat disimpulkan bahwa semua komponen struktur atas Jembatan Pasupati, seperti pylon, girder, dan ruji baja, memenuhi syarat batas layan, kekuatan, dan ekstrem. Hal ini menunjukkan bahwa setiap elemen dari struktur jembatan tersebut telah memenuhi standar yang ditetapkan pada saat perencanaan.
- 2. Dari analisis berdasarkan kriteria peraturan perencanaan terbaru (SNI 1725-2016) girder memenuhi syarat batas layan lendutan. Untuk syarat kekuatan dan syarat beton tarik (retak), girder sedikit kelebihan beban. Dari syarat batas kekuatan ada kelebihan beban dengan rasio maksimum momen terfaktor terhadap kapasitas momen adalah 103%. Untuk kasus beton tarik, hasil analisis menunjukkan tegangan pada kondisi diantara retak dan tidak. Kedua kondisi sedikit kelebihan beban ini disimpulkan masih bisa diterima.
- 3. Dari analisis berdasarkan kriteria peraturan perencanaan terbaru (SNI 1725-2016 dan SNI
- 2833:2016) terjadi kelebihan beban pada pylon. Kapasitas momen ɸMn terlampaui oleh momen terfaktor akibat kombinasi beban gempa ekstrem pada dasar pylon dan pada sambungan pylon-gelagar.
- 4. Dari hasil analisis pushover diperoleh drift akibat beban gempa rencana sebesar 0,51% pada arah memanjang dan sebesar 0,70% pada arah melintang, sehingga kinerja struktur Jembatan Pasupati adalah pada kondisi Fully Operational pada kondisi beban gempa rencana arah memanjang dan melintang.
- 5. Perubahan dari BMS-1996 ke SNI 1725:2016 dan SNI 2833:2016 menuntut persyaratan lebih tinggi baik untuk beban lalu lintas maupun beban gempa. Peningkatan beban ini cukup besar sehingga dilakukan kajian ulang untuk struktur yang dirancang berdasarkan BMS-1996.