ANALISA PRESTRESS (POST-TENSION) PADA PRECAST CONCRETE U GIRDER

ANALISA PRESTRESS (POST-TENSION) 

PADA PRECAST CONCRETE U GIRDER 

“Studi Kasus Pada Jembatan Flyover Amplas” 

TUGAS AKHIR 

Cut Retno Masnul 

05 0404 032 

Pembimbing 

Prof. Dr.-Ing. Johannes Tarigan 

NIP.130 905 362 

BIDANG STUDI STRUKTUR 

DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL 

FAKULTAS TEKNIK USU 

2009 

Cut Retno Masnul : Analisa Prestress (Post-Tension) Pada Precast Concrete U Girder (Studi Kasus Pada Jembatan 

Flyover Amplas), 2009. 

USU Repository © 2009

ABSTRAK 

Pekerjaan struktural pembuatan jembatan Flyover Amplas merupakan pekerjaan 

Flyover kedua dikota Medan dan pekerjaan struktur pertama yang menggunakan 

balok U sebagai beam atau girder. Girder jembatan Flyover Amplas merupakan 

balok beton precast segmental yang kemudian disatukan untuk menjadi girder 

dengan system prategang. 

Karena terjadi revisi pada mutu beton pelat jembatan (dari K-300 menjadi K-350), 

maka perlu dilakukan analisa ulang perhitungan prestress PC U girder FO Amplas. 

Keterbatasan lahan dan berbagai alasan teknis lainnya juga menjadi kendala 

pekerjaan PC U girder pada proyek ini sehingga harus dilakukan analisa 

perbandingan metode kerja stressing dan erection girder yang paling paling efektif 

dan efisien. Metode kerja stressing post-tension dan erection dengan portal hoist 

dipilih untuk dilaksanakan dalam pekerjaan proyek FO Amplas. 

Dari hasil analisa terhadap PCU girder menunjukkan bahwa girder bentuk U dengan 

mutu plat yang telah direvisi pada proyek pembangunan Flyover Amplas mampu 

menerima beban rencana sebesar 1748.28 t/m . Selain itu metode kerja stressing 

kabel prategang dan erection girder telah disesuaikan dan yang paling efektif dan 

efisien dengan kondisi actual dilapangan. 

Kata kunci : Beton prategang, PC U girder, stressing PCU girder, erection PCU 

girder. 




DAFTAR ISI 

Abstrak …………………………………………………………………………. i 

Daftar Isi ………………………………………………………………………. . ii 

Daftar Tabel …………………………………………………………………… . v 

Daftar Gambar ……………………………………………………………….... . vii 

Daftar Notasi ………………………………………………………………….... xi 

Prakata ………………………………………………………………………….. xiii 

I. BAB I 

Latar Belakang Masalah ……………………………………………. . 1 

Tujuan dan Manfaat ………………………………………………… . 4 

Pembatasan Masalah ………………………………………………... . 4 

Metodologi Pembahasan ……………………………………………. . 5 

II. 

BAB II 

Umum ………………………………………………………………. . 6 

Precast Concrete U Girder ………………………………………….. . 9 

Perhitungan Prategang Girder ……………………………………… . 12 

2.3.1. Desain Material ......................................................................... . 12 

2.3.2. Analisa Penampang ................................................................... . 28 

2.3.3. Desain Pembebanan .................................................................. . 29 

2.3.4. Tegangan-tegangan Izin Maksimum di Betom ......................... . 32 

2.3.5. Sistem Prategang ....................................................................... . 33 

2.3.6. Sistem Penegangan Tendon ...................................................... . 33 

2.3.7. Besar Gaya Prategang ............................................................... . 34 

2.3.8. Kehilangan Gaya Prategang ...................................................... . 36 




Tahapan Pembebanan ………………………………………………. . 42 

2.4.1. Tahap Awal ................................................................................ 42 

2.4.2. Tahap Antara ………………………………………………….. 43 

2.4.3. Tahap Akhir ………………………………………………….. . 44 

2.5. Pekerjaan Stressing oleh Vorspann System Losinger ……………….. 44 

2.5.1. Material Prestressing ……………………………………….... . 44 

2.5.2. Peralatan Pekerjaan Stressing .................................................... 45 

2.5.3. Alur Kerja Pekerjaan Stressing .................................................. 48 

2.6. Erection PC U Girder dengan Portal Hoise ........................................ . 49 

2.6.1. Survei Lapangan ........................................................................ 49 

2.6.2. Persiapan Lokasi Kerja .............................................................. 49 

2.6.3. Persiapan Stock Girder ............................................................. . 50 

2.6.4. Proses Erection ......................................................................... . 51 

III. 

BAB III 

Umum ………………………………………………………………. . 52 

Perhitungan Precast Concrete U Girder …………………………….. . 57 

3.2.1. Material ...................................................................................... 57 

3.2.2. Analisa Penampang .................................................................. . 61 

3.2.3. Beban-beban yang Berkerja ....................................................... 69 

3.2.4. Momen Tengah Bentang ............................................................ 73 

3.2.5. Kabel Prestress ......................................................................... . 78 

Prosedur Kerja Stressing …………………………………………… . 94 

3.3.1. Pekerjaan Instalasi .................................................................... . 94 

3.3.2. Pekerjaan Stressing .................................................................... 96 




3.3.3. Stressing Method ...................................................................... . 98 

3.3.4. Pekerjaan Grouting .................................................................... 99 

Prosedur Kerja Erection Girder …………………………………….. . 100 

3.4.1. Sistem Erection PC U Girder ................................................... . 100 

3.4.2. Pemasangan Portal Hoise ......................................................... . 102 

3.4.3. Pengangkatan Girder dengan Gantri Crane ............................... 102 

3.4.4. Menggeser Girder dan Menempatkan ke Posisi Dudukannya .. 103 

3.4.5. Finishing dengan Memesang Brussing Pengaman Girder ....... . 103 

3.4.6. Pemindahan Alat ke Pier/Pilar Selanjutnya ............................... 104 

Pembahasan …………………………………………………………. . 112 

3.5.1. Alasan Pemilihan PC U Girder .................................................. 113 

3.5.2. Stressing Metode Post-Tension oleh VSL ................................. 121 

3.5.3. Erection Dengan Portal Hise .................................................... . 133 

IV. BAB IV 

Kesimpulan …………………………………………………………. . 146 

Saran ………………………………………………………………... . 147 

Daftar Pustaka ………………………………………………………………….. xiv 




DAFTAR TABEL 

Tabel Judul Hal 

1. Tabel 2.1 Nilai α & β 

15 

2. Tabel 2.2 Kawat-kawat untuk beton prategang 25 

3. Tabel 2.3 Strand standart tujuh kawat untuk beton prategang 25 

4. Tabel 2.4 Spesifikasi kabel strand 26 

5. Tabel 2.5 Relaksasi dasar R 1000 untuk Australian steel (AS 3600-1988) 27 

6. Tabel 2.6 Relaksasi jangka panjang R~ (%) 28 

7. Tabel 2.7 Faktor reduksi kekuatan (ACI 318-83) 32 

8. Tabel 2.8 Nilai µ dengan variasi jenis ducts 37 

9. Tabel 2.9 Nilai β 

p 

dengan variasi ukuran ducts 38 

10. Tabel 2.10 Nilai Ksh untuk komponen struktur pasca tarik 40 

11. Tabel 2.11 Nilai C 41 

12. Tabel 2.12 Nilai Kre dan J 41 

13. Tabel 2.13 Tegangan izin untuk batang lentur (Peraturan ACI) 43 

14. Tabel 3.1 Hasil analisa tampang Section I (sebelum & sesudah revisi) 62 

15. Tabel 3.2 Hasil analisa tampang Section II (sebelum & sesudah revisi) 63 

16. Tabel 3.3a Hasil analisa tampang Section III (sebelum revisi) 64 

17. Tabel 3.3b Hasil analisa tampang Section III (setelah revisi) 64 

18. Tabel 3.4a Hasil analisa tampang Section IV (sebelum revisi) 65 

19. Tabel 3.4b Hasil analisa tampang Section IV (setelah revisi) 65 

20. Tabel 3.5a Hasil analisa tampang komposit Section I (sebelum revisi) 66 

21. Tabel 3.5b Hasil analisa tampang komposit Section I (setelah revisi) 66 




22. Tabel 3.6a Hasil analisa tampang komposit Section II (sebelum revisi) 66 

23. Tabel 3.6b Hasil analisa tampang komposit Section II (setelah revisi) 66 

24. Tabel 3.7a Hasil analisa tampang komposit Section III (sebelum revisi) 56 

25. Tabel 3.7b Hasil analisa tampang komposit Section III (setelah revisi) 67 

26. Tabel 3.8a Hasil analisa tampang komposit Section IV (sebelum revisi) 67 

27. Tabel 3.8b Hasil analisa tampang komposit Section IV (setelah revisi) 67 

28. Tabel 3.9a Kesimpulan analisa tampang Section I (sebelum revisi) 67 

29. Tabel 3.9b Kesimpulan analisa tampang Section I (setelah revisi) 68 

30. Tabel 3.10a Kesimpulan analisa tampang Section II (sebelum revisi) 68 

31. Tabel 3.10b Kesimpulan analisa tampang Section II (setelah revisi) 68 

32. Tabel 3.11a Kesimpulan analisa tampang Section III (sebelum revisi) 68 

33. Tabel 3.11b Kesimpulan analisa tampang Section III (setelah revisi) 68 

34. Tabel 3.12a Kesimpulan analisa tampang Section IV (sebelum revisi) 69 

35. Tabel 3.9b Kesimpulan analisa tampang Section IV (setelah revisi) 69 

36. Tabel 3.13a Hasil perhitungan kabel (sebelum revisi) 79 

37. Tabel 3.13b Hasil perhitungan kabel (setelah revisi) 79 

38. Tabel 3.14 Angker multi strand DSI 124 

39. Tabel 3.15 Dead end anchor DSI 125 

40. Tabel 3.16 Dongkrak hidraulik DSI 127 




DAFTAR GAMBAR 

Gambar Judul Hal 

1. Gambar 1.1 Balok U Girder 2 

2. Gambar 2.1 Potongan melintang balok U girder ditengah bentang 7 

3. Gambar2.2 Penentuan koordinat titik duct tendon 9 

4. Gambar 2.3 Instalasi duct 10 

5. Gambar 2.4 Girder siap untuk dicor 11 

6. Gambar 2.5 Girder yang telah dicor dan akan dipindahkan 11 

7. Gambar 2.6 Penurunan PCU girder dari truk container 12 

8. Gambar 2.7 Penegangan post-tension 14 

9. Gambar 2.8 Kurva tegangan-regangan tipikal untuk beton 18 

10. Gambar2.9 Kurva tegangan-regangan berbagai variasi kekuatan tekan 

beton 18 

11. Gambar 2.10 Modulus tangent dan modulus sekan pada beton 19 

12. Gambar 2.11 Kurva regangan-waktu 21 

13. Gambar 2.12 Kurva susut-waktu 22 

14. Gambar 2.13 Strand prategang 7 kawat (a). standart dan (b). yang 

dipadatkan 24 

15. Gambar 2.14 PC Strand ASTM A416/A416M-1998 26 

16. Gambar 2.15 Koefisien relaksasi k1 (AS 3600-1988) 27 

17. Gambar 2.16 Variasi gaya prategang terhadap draw-in pada angkur 38 

18. Gambar 2.17 Duct pembungkus tendon 45 

19. Gambar 2.18 Angkur pada girder 45 




20. Gambar 2.19 Hydraulic Pump PE 550 (1 Phase) 46 

21. Gambar 2.20 Hydraulic Jack TCH 46 

22. Gambar 2.21 Hydraulic Jack SA 507 / ZPE-7/A (7S) 47 

23. Gambar 3.17 Diagram alur kerja stressing 48 

24. Gambar 3.24 Diagram alur metode erection PCU Girder dengan Portal 

Hoist 89 

25. Gambar 3.1 Lay Out Tendon girder L=31.9 m. Proyek pembangunan 

Flyover Amplas 53 

26. Gambar 3.2 Potongan melintang lay out tendon, Proyek Pembangunan 

Flyover Amplas 54 

27. Gambar 3.3 Skets bentang girder 55 

28. Gambar 3.4 Skets cross section PCU girder ditengah bentang 56 

29. Gambar 3.5 Sket cross section girder U 61 

30. Gambar 3.6 Section I 62 

31. Gambar 3.7 Section II 63 

32. Gambar 3.8 Section III 63 

33. Gambar 3.9 Section IV 64 

34. Gambar 3.10 Cross section balok komposit 65 

35. Gambar 3.11 Profil kabel 78 

36. Gambar 3.12 Pekerjaan persiapan pra stressing 96 

37. Gambar 3.13 Metode stressing 98 

38. Gambar 3.14 Proses gouting PC U girder 99 

39. Gambar 3.15 Pemotongan kabel strand 100 

40. Gambar 3.16 Model portal hoist 101 




41. Gambar 3.17 Pengangkatan balok PCU girder 102 

42. Gambar 3.18 Proses penggeseran balok PCU girder ketempatnya 103 

43. Gambar3.19 Perletakan portal hoise crane sesuai kondisi aktual 104 

44. Gambar 3.20 Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan 105 

45. Gambar 3.21a Pengangkatan U girder tahap I 106 

46. Gambar 3.21b Pengangkatan U girder tahap I 107 

47. Gambar 3.22a Pengangkatan U girder tahap II 108 

48. Gambar 3.22b Pengangkatan U girder tahap II 109 

49. Gambar 3.22c Pengangkatan U girder tahap II 110 

50. Gambar 3.23 Pemindahan portal hoise ke bentang lain 111 

51. Gambar 3.24 Proses erection U girder tampak samping 111 

52. Gambar 3.25 Kondisi lokasi kerja proyek Flyover Amplas 112 

53. Gambar 3.26 PC Voided slab 115 

54. Gambar 3.27 Concrete box girder 117 

55. Gambar 3.28 PC I Girder 119 

56. Gambar 3.29 Bahan pelapis duct DSI 123 

57. Gambar 3.30 Angker multi strand DSI 123 

58. Gambar 3.31 Dead end anchor (angker mati) DSI 124 

59. Gambar 3.32 Alat pendorong kabel strand DSI 126 

60. Gambar 3.33 Proses penarikan baja strand DSI 126 

61. Gambar 3.34 Dongkrak hidraulik DSI 127 

62. Gambar 3.35 Buttonheads BBR 129 

63. Gambar 3.36 Angker hidup VSL 130 

64. Gambar 3.37 Dead end (angker mati) VSL 130 




65. Gambar 3.38 Dongkrak hidraulik VSL 132 

66. Gambar 3.39 Metode erection dengan portal hoise 135 

67. Gambar 3.40 Mobile Crane 136 

68. Gambar 3.41 Metode erection dengan mobile crane 136 

69. Gambar 3.42 Contoh metode erection dengan Launcher Truss 137 

70. Gambar 3.43 Letak titik pengangkatan bebrbagai metode erection 138 

71. Gambar 3.44 Skets erection PCU girder metode portal hoise 139 

72. Gambar 3.45 Skets erection PCU girder metode mobile crane 139 

73. Gambar 3.46 Skets erection PCU girder metode luncher truss 140 

74. Gambar 3.47a Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan saat erection tahap 1 143 

75. Gambar 3.47b Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan saat erection tahap 1 144 

76. Gambar 3.48 Ruang poral hoise 145 

77. Gambar 3.49 Ruang mobile crane 146 




DAFTAR NOTASI 

e 

Ec 

Es 

f`c 

f`ci 

f`td 

f`tf 

Fr 

Io 

Ix 

Po 

Pi 

R 

w 

Yb 

Ya 

= eksentrisitas 

= Elastisitas beton 

= Elastisitas baja strand 

= Kuat tekan beton saat masa pelayanan 

= Kuat tekan beton saat awal penegangan kabel 

= kekuatan tarik langsung 

= modulus keruntuhan (kekuatan tarik flexural) 

= Modulus repture 

= Inersia penampang 

= Inersia arah x 

= Gaya jacking force 

= Initial prestress force 

= Faktor reduksi dari benda uji kubus ke silinder 

= Berat jenis beton 

= Jarak dari pusat titik berat ke bawah balok 

= Jarak dari pusat titik berat ke atas balok 

σ 

bk 

= Tegangan tekan beton 

ε 

t 

= Regangan total 

ε 

e 

= Regangan elastis 

ε 

c 

= Regangan rangkak 

ε 

sh 

= Regangan susut 




φ 

σ top 

σ bottom 

= Faktor reduksi kekuatan 

= Tegangan pada bagian atas balok 

= Tegangan pada bagian bawah balok 

µ = Koefisien gesekan 

α 

β 

∆ A 

= Pengubah dari sudut kabel dari gaya ke jarak x 

= Deviasi angular wobble terhadap variasi selongsong tendon 

= Besar nilai draw in yang ditentukan 

PRAKATA 

Puji dan syukur penulis panjatkan kehadirat Allah SWT yang telah memberikan 

segala rahmat dan hidayah-Nya kepada penulis sehingga dapat menyelesaikan Tugas 

Akhir ini yang berjudul ANALISA PRESTRESS (POST-TENSION) PADA PRECAST 

CONCRETE U GIRDER “Studi Kasus Pada Jembatan Flyover Amplas” 

Sehubungan dengan selesainya Tugas Akhir ini, maka penulis menyampaikan terima 

kasih sebesar-besarnya kepada: 




1. Dosen pembimbing penulis, Prof.Dr.-Ing. Johannes Tarigan. 

2. Dosen penguji penulis, Ir. Mawardi S. 

3. Dosen penguji penulis, Ir. M. Aswin, MT. 

4. Dosen penguji penulis, Nursyamsi, ST, MT. 

5. Mentor lapangan, Santoso WA, ST. 

6. Mentor lapangan, Husein, ST, MT. 

7. Teman terdekat saya, Halid Zulkarnain Hrp, ST. 

8. Seluruh rekan yang telah ikut membantu saya baik secara moril maupun materil 

selama proses penulisan Tugas Akhir saya ini. 

Penulis menyadari bahwa penulisan atau penyusunan Tugas Akhir ini masih jauh 

dari sempurna, oleh karena itu penulis mengharapkan saran dan kritik yang sifatnya 

membangun sehingga dapat menyempurnakan penulisan selanjutnya. Semoga Tugas 

Akhir ini dapat bermanfaat bagi kita semua. Amin. 

Medan, Februari 2009 

Cut Retno Masnul 

BAB I 

PENDAHULUAN 

1.1. Latar Belakang Masalah 

Proyek Pembangunan Fly Over Amplas Kotamadya Medan ini adalah salah 

satu paket dari Satuan Kerja Non Vertikal Tertentu Pembangunan Jalan Dan 




Jembatan Metropolitan Medan yang dilakukan oleh Direktorat Jenderal Bina Marga 

Departemen Pekerjaan Umum. Proyek ini direncanakan mulai beroperasi pada Juli 

2007 hingga Desember 2008. Posisi Fly Over Amplas (selanjutnya disebut FO 

Amplas) tepat berada di simpang empat jalan Sisingamangaraja dan jalan 

Pertahanan, dimana terminal amplas berada di jalan pertahanan yang sebagian besar 

jalur keluar masuk kendaraannya melewati simpangan tersebut. Tidak adanya jalan 

alternatif lain menyebabkan terjadinya penumpukan arus kendaraan di lokasi tersebut 

yang menyebabkan kemacetan. Jalan Sisingamangaraja merupakan salah satu pintu 

gerbang kendaraan memasuki Kota Medan dari arah Tanjung Morawa, dimana jalur 

ini nantinya direncanakan menampung volume kendaraan tersebut. 

Konstruksi Fly Over Amplas didesain untuk dapat menanggung beban yang 

besar berupa: 

1. Beban mati (dead load) 

2. Beban mati tambahan (additional dead load) 

3. Beban hidup (live load) 

Bangunan struktural Fly Over Amplas secara garis besar terdiri dari bore pile, 

footing, kolom, pier head, girder, dan slab lantai yang kesemuaan-nya berupa beton 

bertulang. Dalam konstruksi-nya digunakan beton bertulang biasa cetak di tempat 

(cast in place) dan khusus girder digunakan beton prategang pabrikan (precast). 

alasan penggunaan girder beton prategang adalah girder jembatan merupakan 

structural yang langsung menerima beban lalu-lintas setalah slab yang kemudian 

menyalurkan beban tersebut ke kolom dan diteruskan ke pondasi. 

FO Amplas menggunakan Precast Concrete U (PCU) sebagai girder-nya yang 

terdiri dari balok beton (concrete) segmental pre-cast, yang menggunakan sistem 




konstruksi beton prategang. Dengan menggunakan konstruksi beton prategang, 

girder dapat didesain dengan efektif dan efisien juga ekonomis namun mampu 

menanggung beban konstruksi yang telah direncanakan. Penggunaan beton bertulang 

biasa akan menyebabkan dimensi beton dan baja tulangan girder sangat besar, yang 

mengakibatkan konstruksi tersebut tidak lagi efektif, efisien dan ekonomis. Proyek 

ini merupakan proyek pertama di Medan yang menggunakan U Girder sebagai balok 

/ beam. 

Gambar 1.1 Balok U Girder 

Lingkup pekerjaan pada FO Amplas hingga saat ini telah mencapai pekerjaan 

super struktur yaitu erection PCU Girder. Pekerjaan Erection PCU Girder merupakan 

pekerjaan untuk menempatkan balok-balok U Girder ke Pier Head. Namun sebelum 

dilakukannya erection girder, pekerjaan penting yang harus dilakukan pada girder 

adalah proses stressing. Stressing girder adalah proses penarikan kabel tendon yang 

ada didalam girder untuk menjadikan girder sebagai beton prategang. Pemberian 

tegangan pada kabel tendon (stressing) dapat dilakukan dengan dua sistem, pretensioning 

dan post-tensioning. 

Pre-tensioning adalah prinsip cara penegangan dengan tendon ditegangkan 

dengan alat pembantu sebelum tendon dicor atau sebelum beton mengeras dan gaya 




prategang dipertahankan sampai beton cukup keras. Post-tensioning adalah prinsip 

cara penegangan dengan kondisi beton yang telah terlebih dahulu dicor dan dibiarkan 

mengeras sebelum diberi gaya prategangan, dan sistem inilah yang digunakan dalam 

proses stressing U girder pada proyek pembangunan FO Amplas. 

Penggunaan sistem post-tensioning dipilih karena pertimbangan: 

1. Keterbatasan lahan di proyek FO Amplas untuk menjadi lokasi pencetakan 

girder. 

2. Dibutuhkan bentuk tendon yang melengkung. Pengerjaan stressing dengan 

cara pre-tension akan sulit untuk membentuk tendon yang melengkung. 

3. Dengan panjang bentang girder 37,9 m, penggunaaan sistem pre-tension akan 

mahal dalam hal begisting. 

4. Kemudahan pelaksanaan. 

Girder pre-cast pada proyek ini dibuat oleh PT. Wijaya Karya Beton (Witon) 

dengan jarak antara proyek dan pabrik ± 30 km. Dengan jarak ini pabrik akan 

mengirimkan gider dengan menggunakan container. Panjang container disesuaikan 

dengan panjang girder, dan itulah penyebab girder dicetak sebagai beton segmental 

yang akan disambung menjadi kesatuan 

Metode kerja stressing girder post-tensioning mengutamakan baja dalam posisi 

seperti profil yang telah ditentukan, lalu dicor dalam beton (grouting), lekatan 

dihindarkan dengan menyelubungi baja dengan membuat saluran/pipa untuk instalasi 

kabel. Post-tensioning terdiri atas dua cara, sistem single dan double. Sistem single 

adalah sistem stressing kabel strand dengan hanya menarik salah satu ujung kabel 

strand saja. Sedang sistem double adalah sistem penarikan kabel strand dengan 

mearik kedua ujung kabel. 




Spesifikasi alat dan bahan telah memenuhi kebutuhan stressing girder pada 

proyek FO Amplas. Pemilihan spesifikasi tersebut telah sesuai dengan hasil 

perhitungan dan analisa yang telah dilakukan oleh VSL Engineering Corp. Ltd. 

Namun hasil analisa tersebut perlu dianalisa kembali kebenarannya sebagai bahan 

pembelajaran. beranjak dari kondisi ini, penulis tertarik mengangkat judul “Analisa 

Prestress Precast Concrete U Girder Studi Kasus Pada Jembatan Flyover Amlpas” 

1.2. Tujuan dan Manfaat 

Tujuan penulisan makalah ini adalah untuk menganalisa prestress PCU girder 

pada proyek pembangunan FO Amplas, baik analisa perhitungan maupun metode 

pelaksanaan stressing, juga analisa metode pelaksanaan erection PCU girder. 

Manfaat tulisan ini diharapkan dapat menjadi bahan referensi pembelajaran 

tentang beton prategang pada girder U. 

1.3. Pembatasan Masalah 

Berdasarkan latar belakang diatas, maka dapat dirumuskan masalah sebagai 

berikut: 

1. Penganalisaan hitungan pra stressing PCU Girder cara penegangan posttension 

dari data VSL pada Proyek Pembangunan FO Amplas – Medan. Pada 

Tugas Akhir ini dilakukan perhitungan ulang sesuai perhitungan dari VSL 

dengan menggunakan mutu beton slab K-350. 

2. Metode perhitungan VSL menggunakan batasan teori SNI T-12 2004, Bridge 

Management System, AASHTO 1992, dan ACI 




3. Penganalisaan metode pelaksanaan pekerjaan stressing PCU Girder, pada 

Tugas Akhir ini dikhususkan pada metode pelaksanaan sistem VSL. 

4. Penganalisaan metode kerja ereksi PCU girder dengan menggunakan portal 

hoist. 

1.4. Metodologi Pembahasan 

Metode penyusunan laporan yang dilakukan adalah: 

1. Dengan mengambil data-data yang diperoleh dari lapangan (data dari PT. 

Wijaya Karya. Tbk) 

2. Pengolahan data PCU girder kedalam bentuk analisis perhitungan 

menggunakan metode teori SNI T-12 2004, Bridge Management System, 

AASHTO 1992, dan ACI 

3. Analisis metode kerja stressing girder metode VSL metode kerja erection 

girder metode portal hoist (WIKA) dengan dibantu oleh beberapa sumber lain 

sebagai pendukung yang terdapat dalam literature. 

BAB II 

LANDASAN TEORI 

2.1. Umum 

Girder jembatan Flyover Amplas berupa PCU Girder Prategang dengan 

panjang bentang adalah 31.1m dan 37.9 m yang dibagi dalam 4 (empat) sampai 7 




(tujuh) segmen, sehingga sebelum proses pemberian tegangan (selanjutnya disebut 

stressing) segmental concrete terlebih dahulu disatukan/dilem dan lalu dilakukan 

stressing. 

Flyover Amplas merupakan bangunan jembatan yang perencanaannya diatur 

dalam standart perencanaan jembatan SNI jembatan. Dalam perencanaannya menurut 

SNI T-12-2004 umur rencana jembatan pada umumnya disyaratkan 50 tahun. 

Namun untuk jembatan penting dan/atau berbentang panjang, atau yang bersifat 

khusus, disyaratkan umur rencana 100 tahun. 

Perencanaan harus berdasarkan pada suatu prosedur yang memberikan jaminan 

keamanan pada tingkat yang wajar, berupa kemungkinan yang dapat diterima untuk 

mencapai suatu keadaan batas selama umur rencana jembatan. 

Perencanaan kekuatan balok, pelat, kolom beton bertulang sebagai 

komponen struktur jembatan yang diperhitungkan terhadap lentur, geser, lentur dan 

aksial, geser dan puntir, harus didasarkan pada cara Perencanaan berdasarkan 

Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT). Untuk perencanaan komponen struktur 

jembatan yang mengutamakan suatu pembatasan tegangan kerja, seperti untuk 

perencanaan terhadap lentur dari komponen struktur beton prategang penuh, 

atau komponen struktur lain sesuai kebutuhan perilaku deformasinya, atau 

sebagai cara perhitungan alternatif, dapat digunakan cara Perencanaan berdasarkan 

Batas Layan (PBL). 

Di samping itu, perencanaan harus memperhatikan faktor integriti 

komponen-komponen struktur maupun keseluruhan jembatan, dengan 

mempertimbangkan faktor-faktor berikut: 

- Kontinuitas dan redundansi. 




- Semua komponen struktur jembatan harus mempunyai ketahanan yang 

terjamin terhadap kerusakan dan instabilitas sesuai umur jembatan yang 

direncanakan. 

- Aspek perlindungan eksternal terhadap kemungkinan adanya beban yang tidak 

direncanakan atau beban berlebih. 

Jembatan Flyover Amplas termasuk dalam golongan jembatan dengan gelagar 

tipe box segmental pracetak. Gelagar jembatan terbuat dari bahan beton dengan mutu 

600kg/cm^2 yang dikompositkan terhadap lantai beton bertulang dengan mutu 300 

kg/cm^2. Bentuk gelagar adalah U beam dengan bentang variatif. 

Gambar 2.1. Potongan melintang balok U girder ditengah bentang 

Balok girder dengan bentang lebar menuntut perencanaan teknologi tinggi. 

Penggunaan beton bertulang biasa akan menjadikan perencanaan sangat boros dan 

tidak ekonomis, dimensi balok girder akan sangat besar. Penggunaan beton 

prategang dengan balok precast dianggap mampu memenuhi syarat setelah dilakukan 

perhitungan terlebih dahulu. 




Ada dua metode dan cara pelaksanaan stressing, yaitu metode satu arah (non 

balas) dan dua arah (balas) dan cara pre tension dan post-tension. Pada Proyek FO 

Amplas digunakan metode perhitungan dan pelaksanaan VSL dengan alat standart 

VSL yang telah di-patenkan. VSL merupakan singkatan dari Voorspan System 

Loesinger yang diciptakan oleh Loesinger pada tahun 1917 di Bern, Swiss dan 

dipatenkan pada tahun 1954. 

Girder beton prategang haruslah menggunakan bahan bermutu tunggi agar 

mampu menerima gaya prategang dan gaya eksternal yang besar yang akan berkerja 

pada girder. Pada girder FO Amplas tahapan pekerjaan yang harus diselesaikan 

hingga mencapai pekerjaan pengangkatan girder (erection) adalah sebagai berikut: 

1. Perhitungan prategang girder 

2. Pelaksanaan stressing girder dan grouting 

3. Erection girder 

Untuk tahapan pekerjaan (1) dan (2) dilaksanakan dengan metode VSL, 

sedangkan pada tahapan (3) menggunkanan portal hoise yang metodenya 

dikembangkan sendiri oleh PT. Wijaya Karya, Tbk. 

2.2. Precast Concrete U Girder 

Pada proyek pembangunan jembatan Flyover Amplas digunakan girder dengan 

bentuk U. Bentuk ini setelah melalui tahap perencanaan dianggap mampu menerima 

beban struktur dan dianggap lebih ekonomis. 




Balok girder yang merupakan beton precast dibuat oleh PT. Wijaya karya 

beton. Beton dicetak dengan mengikuti spesifikasi beton pracetak sesuai spesifikasi 

umum proyek. PT. Wijaya Karya Beton mendapat perhitungan dasar yang dibuat 

oleh PT.VSL untuk pembuatan balok girder. Berikut merupakan langkah-langkah 

prosedur fabrikasi precast concrete U girder: 

Tahapan Pekerjaan Fabrikasi : 

1. Pemasangan tulangan memanjang dan melintang girder. 

2. Menentukan ordinat tendon prestress sesuai gambar kerja. Ordinat diukur dari 

bottom rebar girder ke as tendon (Y1) atau bagian bawah tendon (Y2). Titik 

ordinat tersebut ditandai (marking) dengan menggunakan cat , spidol atau 

sejenisnya. 

Gambar2.2. Penentuan koordinat titik duct tendon 

3. Memasang Support bar dengan cara mengikat support bar ke tulangan 

geser/sengkang berdasarkan posisi yang telah di marking. 

4. Menyambung duct sesuai dengan Tipe dan panjang tendon yang 

direncanakan dengan menggunakan coupler duct dan masking tape / clotch 

tape. 

5. Memasukkan duct kedalam tulangan balok, kemudian duct diikat ke suport 

bar dengan menggunakan kawat ikat. 




6. Memasukkan duct kedalam tulangan girder, kemudian duct diikat ke support 

bar dengan menggunakan kawat ikat. 

Gambar 2.3. Instalasi duct 

7. Memasang Casting pada posisi angkur hidup, sebelumnya casting dipasang 

terlebih dahulu pada box casting yang terbuat dari multiplek. 

8. Memasang bursting steel pada posisi angkur hidup dan angkur mati. Bursting 

steel merupakan tambahan penulangan yang berfungsi sebagai penahan gaya 

radial untuk mencegah terjadinya retak / pecah pada saat stressing. 

9. Menyambung duct ke casting dengan menggunakan masking tape/ clotch 

tape. Masking tape berfungsi untuk mencegah masuknya air semen kedalam 

duct. 

10. Memasang PE grout untuk lubang inlet/outlet saat grouting. 

11. Inspeksi bersama kontraktor dan konsultan untuk memeriksa ordinat tendon 

prestress dan kelengkapan aksesorisnya. 




12. Pemasangan formwork girder 

13. Pengecoran. 

Gambar 2.4. Girder siap untuk dicor 

Gambar 2.5. Girder yang telah dicor dan akan dipindahkan 

Balok girder yang telah cukup umur kemudian dibawa menuju lokasi 

penggunaan girder yaitu dilokasi proyek. Girder dipindahkan dengan menggunakan 




truk container dan setibanya dilokasi proyek girder tersebut diturunkan dengan 

menggunakan gentri angkat. 

Gambar 2.6. Penurunan PCU girder dari truk container 

Balok girder yang berbentuk U memiliki keistimewaan yang terletak pada 

susunan tendonnya yang berpasang-pasangan. Susunan ini mengharuskan penarikan 

kabel strand pada girder harus menggunakan dua dongkrak sekaligus. 

2.3. Perhitungan Prategang Girder 

Pada langkah perhitungan besar gaya dongkrak (jacking force) ada beberapa 

hal yang harus dipertimbangkan. Adapun hal-hal tersebut adalah: 

2.3.1. Disain Material 

(1). Beton 

Beton yang digunakan untuk konstruksi beton prategang memiliki komposisi 

standart yaitu semen, air, agregat dan jika perlu ditambahkan admixture. Besar 

perbandingan antar ketiga bahan tersebut tergantung mutu beton yang akan dicapai. 

Beton untuk beton prategang biasanya merupakan beton bermutu tinggi. Menurut 




ACI, beton yang boleh mengalami prategang adalah beton yang telah berumur 28 

hari dengan kuat tekan beton telah mencapai 30 sampai 40 MPA. 

Dalam segala hal, beton dengan kuat tekan (benda uji silinder) yang kurang dari 20 

MPa tidak dibenarkan untuk digunakan dalam pekerjaan struktur beton untuk 

jembatan, kecuali untuk pembetonan yang tidak dituntut persyaratan kekuatan. 

Dalam hal komponen struktur beton prategang, sehubungan dengan pengaruh 

gaya prategang pada tegangan dan regangan beton, baik dalam jangka waktu 

pendek maupun jangka panjang, maka kuat tekan beton disyaratkan untuk tidak lebih 

rendah dari 30 MPa. 

Besaran mekanis beton yang telah mengeras dapat dibedakan dalam dua 

kategori, besaran sesaat atau jangka pendek dan besaran jangka panjang. Besaran 

jangka pendek yaitu kuat tekan, tarik, geser, dan kuat yang diukur dengan modulus 

elastisitas. Sedang besaran jangka panjang yaitu rangkak dan susut beton. 

a. Kuat tekan 

Kuat tekan beton tergantung dari jenis campuran, besaran agregat, waktu dan 

kualitas perawatan. Beton dengan kekuatan tinggi jelas jauh lebih menguntungkan. 

Kuat tekan beton f`c didasarkan pada pengujian benda uji slinder standart 6in. x 12in. 

yang diolah pada kondisi laboratorium standart dan diuji pada laju pembebanan 

tertentu selama 28 hari. Spesifikasi standart yang digunakan di Indonesia adalah dari 

SNI. 

Penggunaan bentuk benda uji beton untuk pengetesan kuat tekan memiliki 

perbedaan. Benda uji berupa kubus dengan rusuk 150 mm digunakan di Eropa, dan 

selinder dengan diameter 150 mm tinggi 300mm digunakan di Amerika dan 




Australia. Kuat tekan yang diperoleh dari benda uji kubus akan lebih besar dari 

benda uji selinder, dan rasio antara keduanya (R) diberikan pada persamaan berikut 

(Bridge Management System): 

dengan : 

σ bk 

⎛ ⎞ 

R = 0 .76 + 0.2*log⎜ 

⎟ 

(2.1) 

⎝ C ⎠ 

σ 

bk 

= Tegangan pada benda uji kubus 

c = 150 

Maka besarnya f`c 

f`c = R * σ 

cu 

(2.2) 

Nilai f`c desain tidak sama dengan kuat tekan silinder rata-rata, namun kuat 

tekan silinder yang dipandang minimum 

Gambar 2.7 . Penegangan post-tension [Gilbert,1990] 

Ketentuan beton untuk post-tension terlihat pada (Gambar 2.7). Sebagian besar 

komponen struktur beton prategang dibebani oleh tegangan yang tinggi. Jika kita 

tinjau beton prategang diatas dua perletakan (seperti pada gambar) maka terlihat 




serat-serat atas tertekan kuat akibat beban eksternal yang besar, serat bawah tertekan 

pula saat peralihan gaya prategang. Selain itu sementara bagian tengah bentang 

menahan momen lentur yang terbesar, bagian tepi/ujung menahan dan 

mendistribusikan gaya prategang. Sehingga pada komponen beton prategang lebih 

diutamakan keseragaman kekuatan beton. 

Untuk menentukan kekuatan beton pada t waktu pada umur beton 28 hari 

dengan menggunakan persamaan 

dengan: 

t 

f `c 

= f `c 

(28) 

(2.3) 

α + βt 

f`c(t) = kekuatan beton umur t hari 

f`c(28) = kekuatan beton usia 28 hari 

Dan nilai 

α & β pada tabel berikut 

Kondisi α β 

Normal Portland cement 

Beton moist cured 4.0 0.85 

Beton steam cured 1.0 0.95 

High early cement 

Beton moist cured 2.3 0.92 

Beton steam cured 0.7 0.98 

b. Kuat tarik 

Tabel 2.1 . Nilai 

α & β [Gilbert,1990] 




Kuat tarik beton relative sangat kecil. Pendekatan yang baik untuk kuat tarik 

beton fct adalah 0.10f`c

Kuat geser lebih sulit ditentukan dengan cara eksperimental dibandingkan 

dengan pengujian-pengujian lainnya dikarenakan sulitnya untuk mengisolasi 

tegangan geser dari tegangan lainnya. Hal ini mengakibatkan perbedaan hasil 

besarnya kuat geser beton yang dilaporkan diberbagai studi literature, mulai dari 

20% hingga 85% dari kuat tekan pada kasus-kasus dimana geser langsung terjadi 

bersamaan dengan tekan. Kontrol desain structural jarang didasarkan pada kuat 

geser karena besarnya kuat geser itu sendiri dibatasi secara kontiniu pada nilai yang 

lebih kecil untuk mencegah beton mengalami tarik diagonal. 

Untuk keperluan analisa, Gambar 2.8 dan Gambar 2.9 merupakan grafik 

tegangan-regangan beton berbagai variasi kuat tekan beton. Dari grafik dapat 

disimpulkan: 

1. Semakin rendah kekuatan beton, semakin tinggi regangan gagalnya 

2. Panjang bagian yang semula linier akan bertambah untuk kuat tekan beton 

yang semakin besar. 

3. Ada reduksi yang sangat nyata pada daktalitas untuk kekuatan yang 

meningkat. 




Gambar 2.8. Kurva tegangan-regangan tipikal untuk beton [Nawy,2001] 

Gambar2.9. Kurva tegangan-regangan berbagai variasi kekuatan tekan beton 

[Nawy,2001] 

d. Modulus elastisitas beton (Ec) 

Kurva tegangan-regangan pada Gambar 2.10 berbentuk linier pada tahapan 

pembebanan awal, maka modulus elastis young hanya dapat diterapkan pada tangent 

kurva dititik asal. Kemiringan awal dari tangent dikurva didefenisikan sebagai 

modulus tangent awal. Kemiringan garis lurus yang menghubungkan titik asal 

dengan tegangan tertentu (sekitar 0.4 f`c) merupakan modulus elastis sekan beton, 

yang nilainya merupakan nilai modulus elastisitas yang digunakan dalam disain. 

Memenuhi asumsi praktis bahwa regangan yang terjadi selama pembebanan pada 




dasarnya dapat dianggap elastis, dan bahwa regangan selanjutnya akibat beban 

disebut rangkak. 

Gambar 2.10. Modulus tangent dan modulus sekan pada beton [Nawy,2001] 

Modulus elastisitas beton, Ec , nilainya tergantung pada mutu beton, yang 

terutama dipengaruhi oleh material dan proporsi campuran beton. Namun untuk 

analisis perencanaan struktur beton yang menggunakan beton normal dengan kuat 

tekan yang tidak melampaui 60 MPa, atau beton ringan dengan berat jenis yang tidak 

kurang dari 2000 kg/m3 dan kuat tekan 

Yang tidak melampaui 40 MPa, nilai Ec bisa diambil sebagai: 

Ec = w 1.5 *0.043* σ bk 

(2.7) 

Dalam kenyataan nilainya dapat bervariasi ± 20%. wc menyatakan berat jenis 

beton dalam satuan kg/m3, fc’ menyatakan kuat tekan beton dalam satuan MPa, dan 

Ec dinyatakan dalam satuan MPa. Untuk beton normal dengan massa jenis sekitar 

2400 kg/m3, Ec boleh diambil sebesar 4700√fc’, dinyatakan dalam MPa . 




e. Rangkak 

Rangkak atau aliran material lateral adalah peningkatan regangan terhadap 

waktu akibat beban yang terus menerus berkerja. Deformasi awal akibat beban 

adalah regangan elastis, sementara regangan tambahan akibat beban yang sama yang 

terus berkerja adalah regangan rangkak.. Asumsi ini karena deformasi awal yang 

tercatat hanya berupa sedikit efek yang bergantung pada waktu. Pada Gambar. 

terlihat bahwa laju rangkak berkurang seiring bertambah waktu. Rangkak tidak dapat 

diamati secara langsung, namun dapat ditentukan dengan mengurangkan regangan 

elastis dengan regangan susut dari deformasi total. Meskipun rangkak dan susut 

merupakan fenomena yang tidak independent, dapat diasumsikan bahwa superposisi 

tegangan berlaku, sehingga 

Regangan total ( ε t 

) = Regangan elastis ( ε e 

) + rangkak ( ε c 

) + susut ( ε sh 

) (2.8) 

Gambar 2.11. Kurva regangan-waktu [Nawy,2001] 

Rangkak sangat berkaitan dengan susut, dan sebagai aturan umum bahwa beton 

yang menahan susut juga cenderung sedikit mengalami rangkak, karena keduanya 

berkaitan dengan pasta semen yang terhidrasi. Dengan demikian rangkak 




dipengaruhi oleh komposisi beton, kondisi lingkungan dan benda uji, namun secara 

prinsip rangkak bergantung pada pembebanan sebagai fungsi waktu. 

Rangkak mengakibatkan meningkatnya defleksi balok dan slab, dan 

mengakibatkan hilangnya gaya prategang. Untuk jangka waktu yang lebih lama lagi 

rangkak dapat mengakibatkan meningkatnya tegangan pada beton yang 

mengakibatkan kegagalan pada beton. 

f. Susut 

Pada dasrnya ada dua jenis susut, susut plastis dan susut pengeringan. Susut 

plastis terjadi selama beberapa jam pertama sesudah pengecoran beton segar 

dicetakan. Permukaan yang diekspose seperti plat lantai akan lebih dipengeruhi oleh 

udara kering karena besarnya permukaan udara kontak.. Susut pengeringan terjadi 

sesudah beton mongering dan sebagian besar proses hidrasi kimiawi dipasta semen 

telah terjadi. 

Susut pengeringan adalah berkurangnya volume elemen apabila terjadi 

kehilangan kandungan air akibat penguapan . Penyusutan merupakan fenomena yang 

sedikit berbeda dengan rangkak. Jika pada rangkak beton dapat kembali seperti 

semula jika beban dilepas, susut pada beton tidak akan membuat beton kembali ke 

volume awal jika beton tersebut direndam. Pada Gambar 2.12 dapat terlihat laju 

susut terhadap waktu. Dapat terlihat beton dengan umur yang lebih tua mengalami 

susut yang lebih kecil karena beton dengan usia lebih tua akan lebih tahan terhadap 

tegangan dan ini berarti beton mengalami lebih sedikit susut. 




Gambar 2.12. Kurva susut-waktu [Nawy,2001] 

Faktor-faktor yang mempengaruhi susut pengeringan: 

- Agregat. Agregat beraksi menahan susut pada semen. Jadi beton dengan kandungan 

agregat lebih banyak akan lebih tahan terhadap susut 

- Rasio air/semen. Semakin tinggi rasio air/semen, semakin besar pula efek susut. 

- Ukuran elemen beton. Semakin besar elemen beton, maka semakin kecil susutnya 

- Kondisi kelembaban disekitar. Pada daerah dengan kelembaban yang tinggi laju 

susut akan lebih kecil 

- Banyaknya penulangan. Beton bertulang akan lebih sedikit mengalami susut 

disbanding dengan beton polos. 

- Bahan additive. Penambahan bahan yang bersifat untuk mempercepat pengerasan 

beton akan mengakibatkan beton banyak mengalami susut. 

- Jenis semen. Semen jenis cepat kering akan mengakibatkan beton banyak 

mengalami susut. 

- Karbonansi. Susut karbonansi diakibatkan oleh reaksi antara karbondioksida (CO2) 

yang ada di atmosfer dan yang ada di pasta semen. Banyaknya susut gabungan 

bergantung pada urutan proses karbonasi dan pengeringan. Jika keduanya terjadi 

secara simultan, maka susut yang terjadi akan lebih sedikit. 




(2). Baja 

a. Baja prategang 

Baja pada konstruksi beton prategang merupakan penyebab terjadinya 

pemendekan pada beton dikarenakan pengaruh rangkak dan susut. Kehilangan gaya 

prategang pada baja sesaat setelah penegangan pada baja akibat gesekan disepanjang 

tendon atau saat pengangkuran ujung (draw-in) akan mempengaruhi gaya prategang 

pada beton dengan angka yang cukup signifikan. 

Untuk tujuan ke-efektif-an desain, total kehilangan gaya prategang harus relatif 

kecil dibandingkan gaya prategang yang berkerja. Kondisi ini dipengaruhi oleh jenis 

baja prategang yang digunakan dalam konstruksi. Pada proyek FO Amplas baja yang 

digunakan adalah baja strand sebagai tulangan prategang dan baja tulangan biasa 

sebagai tulangan geser. 

Baja yang digunakan sebagai tulangan prategang merupakan jenis uncoated 

stress relieve seven wire strand low relaxation. Baja strand merupakan jenis yang 

paling banyak digunakan untuk penegangan post-tension. Strand yang digunakan 

pada proyek ini sesuai spesifikasi ASTM A416. Baja strand difabrikasi dengan 

memuntir beberapa kawat secara bersamaan. Seven wire strand terdiri dari 7 (tujuh) 

untaian kawat, dengan posisi kawat 1 (satu) untai ditengah dan 6 (enam) sisanya 

mengelilingi satu kawat pusat. Strand low relaxation digunakan untuk mencapai 

konstruksi yang efisien. 




Gambar 2.13. Strand prategang 7 kawat (a). standart dan (b). yang dipadatkan 

Kawat-kawat stress-relived adalah kawat tunggal yang ditarik dingin yang 

sesuai dengan standart ASTM A421; strss-relived strand mengikuti standart ASTM 

A 416. Strand terbuat dari tuju buah kawat dengan memuntir enam diantaranya pada 

pitch sebesar 12 sampai 16 kali diameter disekeliling kawat lurus yang sedikit lebih 

besar. Pelepasan tegangan dilakukan setelah kawat-kawat dijalin menjadi strand. 

Besar geometris kawat dan strand sebagaimana disyaratkan ASTM masing-masing 

tercantum dalam Tabel 2.2 dan Tabel 2.3 

Tabel 2.2. Kawat-kawat untuk beton prategang [Nawy,2001] 




Tabel 2.3. Strand standart tujuh kawat untuk beton prategang [Nawy,2001] 

Pada proyek ini digunakan baja strand dengan spesifikasi PC strand ASTM 

A416 / A416M – 1998 Grd 270 Low Relaxation, merek : Kingdom 

ΓΡΑ∆Ε 

250 

ΝΟΜΙΝΑΛ 

∆ΙΑΜΕΤΕΡ 

(µµ) 

ΤΟΛΕΡΑΝΧ 

Ε 

(µµ) 

ΝΟΜΙΝΑ 

Λ ΑΡΕΑ Ο 

Φ ΣΕΧΤΙ 

ΟΝ 

(µµ) 

ΝΟΜΙΝΑ 

Λ ΩΕΙΓΗ 

Τ 

Κγ/1000µ 

ΜΙΝΙΜΥ 

Μ 

ΒΡΕΑΚΙΝ 

Γ 

ΛΟΑ∆ νοτ 

λεσσ τηα 

αν (ΚΝ) 

ΜΙΝΙΜΥ 

Μ ΨΙΕΛ∆ 

ΛΟΑ∆ ατ 

1% εξτεν 

σιον 

(ΚΝ) 

9.53 

51.61 405 89.0 80.1 

11.11 69.68 548 120.1 108.1 

12.70 ± 0.41 92.90 730 160.1 144.1 

15.24 139.35 1094 240.2 216.2 

9.53 54.84 432 102.3 92.1 

ΕΛΟΝΓΑΤΙΟ 

Ν 

Νοτ λεσσ τη 

αν (%) 

ΡΕΛΑΞΑΤΙΟ 

Ν 

ςΑΛΥΕ 

1000 ηρσ νοτ 

γρεατερ τηα 

ν (%) 



USU Repository © 2009 

ΧΗΕΜΙΧΑΛ 

ΧΟΜΠΟΣΙΤΙ 

ΟΝ 

3.5 2.5 Χ:0.77−0.85 

Σι: 0.15−0.30 

Μν:).60−0.90

270 

11.11 +0.66 74.19 582 137.9 124.1 

12.70 −0.15 98.71 775 183.7 165.3 

3.5 3.5 

15.24 140.00 1102 260.7 234.6 

Tabel 2.4. Spesifikasi kabel strand [Booklet Proyek FOA] 

Π:0.025Μαξ 

Σ:0.025Μαξ 

b. Relaksasi baja 

Gambar 2.14. PC Strand ASTM A416/A416M-1998 

Jika baja prategang ditarik hingga mencapai perpanjangan yang constant dan 

dijaga tetap pada selang waktu tertentu maka akan terlihat gaya prategang pada baja 

tersebut akan berkurang secara perlahan, besarnya kehilangan tergantung waktu dan 

suhu. Kehilangan gaya prategang seperti ini disebut dengan relaksasi baja (R). 

Menurut besar nilai relaksasinya, baja prategang terbagi dua jenis yaitu baja 

prategang relaksasi normal dan baja prategang relaksasi rendah. Untuk pemakaian 

jangka panjang, baja prategang relaksasi rendah lebih sering dipergunakan karena 

lebih menguntungkan. Percobaan untuk mengetahui besarnya nilai relaksasi baja 

dilakukan dalam waktu 1000 jam pada tegangan konstan pada suhu 20 derajat 

Celcius. Tegangan awal bervariasi antara 60-80% dari tegangan tarik ultimate dan 

dengan 

σ 

pi 

= 0.7 f 

p 

. Maka hasil percobaan dinyatakan sebagai R 1000. Untuk baja 

Australia nilai R 1000 diberikan pada tabel berikut: 

Type of Steel 

R1000 (%) Low Relaxation R1000 (%) Normal Relaxation 




Stress –relieved wire 2.0 6.5 

Stress-relieved strand 2.5 7.0 

Alloy steel bars 2.5 7.0 

Tabel 2.5. Relaksasi dasar R 1000 untuk Australian steel (AS 3600-1988) [Gilbert,1990] 

Maka besarnya relaksasi baja (%) setelah waktu t dapat dihitung dengan 

menggunakan persamaan berikut 

[ log( 5. t )] 

0.176 

R = k 

(2.9) 

1k 

2R1000 

38 

dengan: 

k1 = tergantung tegangan awal pada tendon (Gambar 2.15) 

k2 = tergantung temperature rata-rata, dapat digunakan T/20 nilainya tidk lebih dari 

1.0. 

Gambar 2.15. Koefisien relaksasi k1 (AS 3600-1988) [Gilbert,1990] 

Relaksasi jangka panjang pada baja prategang diajukan oleh CEB-FIP (1987) 

adalah pada (Tabel 2.6) 

σpi/fp 0.6 0.7 0.8 

Normal relaxation steel 6 12 25 

Low relaxation steel 3 6 10 

Tabel 2.6. Relaksasi jangka panjang R~ (%) [Gilbert,1990] 

2.3.2. Analisa Penampang 

(1). Tampang U balok girder (Precast) 




Tampang U balok girder terdiri dari 2 bangun sederhana trapezium dan persegi 

panjang. Sehingga dalam penentuan rumus untuk analisa tampang dapat digunakan 

rumus-rumus yang sederhana. 

a. Luas 

Luas bangun dapat dihitung dengan menggunakan rumus luas trapezium: 

Luas (Area) = ½ (sisi atas + sisi bawah) x tinggi (2.10) 

b. Jarak titik berat 

Jarak titik berat yang dihitung dari arah Y dari bagian bawah tampang menurut 

bentuk trapezium dapat dihitung dengan menggunakan persamaan: 

Jarak titik berat arah Y (Yb) = 

( 2a 

+ b) 

( a + b) 

h 

3 

(2.11) 

c. Inersia Ix 

Inersia bangun arah x, Ix untuk bangun seperti tampang haruslah dijumlahkan 

dengan inersia tambahan. Inersia awal dapat dihitung sesuai persamaan inersia untuk 

bangun trapezium, lalu dijumlahkan dengan inersia tambahannya. 

3 2 

2 

h ( a + 4ab 

+ b ) 

Inersia (Io) = 

36 

( a + b) 

(2.12) 

Inersia arah x (Ix) = Io + (Luas * d^2) (2.13) 

d. Modulus section (W) 

Besarnya modulus tampang dapat dihitung dengan membagikan Inersia arah x 

(Ix) dengan jarak titik berat keseluruhan, atau secara matematis dapat dituliskan: 




Wa = Ix / Ya (2.14) 

Wb = Ix /Yb (2.15) 

(2). Tampang Komposit 

Untuk nilai-nilai pada analisa tampang komposit besarnya dapat dihitung 

dengan menjumlahkan komponen precast dengan slab-nya. 

2.3.3. Desain Pembebanan 

Beban-beban yang berkerja pada desain struktur girder pada proyek Flyover 

Amplas adalah: 

- Beban mati tetap 

- Beban mati tambahan 

- Beban hidup 

a. Beban mati tetap dan beban mati tambahan (Dead load) 

Yang termasuk dalam beban mati adalah berat sendiri beton girder, slab lantai, 

aspal dan diaphragma. Besarnya beban tergantung pada berat jenis komponenkomponen 

tersebut. 

b. Beban hidup (Live load) 

Yang termasuk dalam beban hidup (live load) adalah beban dinamik izin 

(DLA), Knife edge load (KEL), distribution load,dan live load. Dari Bridge 

Management System (BMS) Volume 1, Chapter 2.3.2- Traffic Loads ditentukan: 

- Dinamik Load Allowance (DLA) (2.16) 

Untuk bentang

Untuk 50 < bentang < 90 m, besar DLA = 1+(0.0025*bentang+0.175) 

Untuk bentang >= 90 m, besar DLA = 1+0.3 = 1.3 

- Knife Edge Load (KEL) (2.17) 

Dari peraturan ini ditetapkan nilainya 4.40 ton/m` 

- Distribution Factor (DF) (2.18) 

Dari peraturan ini ditetapkan nilainya 1.00 

- Distribution load (2.19) 

Untuk bentang 30 m, 

q = 0.8 * (0.5 + 15/bentang) t/m^2 

- Live load 

Distribution load 

q` = DF * DF * q * s (2.20) 

Line load 

p` = DF * DLA * KEL * s (2.21) 

dengan 

s = lebar slab komposit 

c. Perhitungan momen ditengah bentang 

Momen ditengah bentang dihitung sesuai dengan persamaan untuk mengetahi 

momen tengah bentang pada balok diatas dua perletakan. 

M = l/L * q * l/2 (2.22) 

Dengan: 

M = momen mid span 




l 

= jarak dari pinggir bentang ke titik perhitungan 

L = Lebar bentang 

d. Perhitungan momen ultimate 

Berdasarkan peraturan ridge Management System (BMS) Volume 1- page 2.6, 

besarnya momen ultimate total dapat dihitung dengan persamaan (2.23): 

Ultimate total = 1.2*beam + 1.3*slab + 2*asphalt + 1.2*diaphragm + 2*live load 

Perhitungan menurut ACI 318-83 (1983), pendesainan beban menggunakan 

kekuatan batas. Perencanaan kekuatan pada potongan melintang yang menjadi hasil 

dari kekuatan batas (kekuatan ultimate R u ), dan factor reduksi kekuatan (φ ). Faktor 

reduksi kekuatan merupakan factor keamanan sebagai variable pengontrol kekuatan 

bahan, posisi baja, dimensi beton, kesalahan pada prosedur perencanaan maupun kedaktail-an 

bahan tersebut. 

φ Ru ≥ R* 

Dengan: 

Ru = Beban ultimate 

R* = Beban terfaktor rencana 

Jenis Aksi (φ ) 

(a) Flexure (dengan atau tanpa tegangan aksial) dan tegangan aksial 0.9 

(b) Kompresi aksial dan kompresi aksial dengan flexure 

- Tulangan spiral 

- Tulangan biasa 

0.75 

0.70 




Untuk kompresi aksial kecil, (φ ) dapat membesar secara linier dari nilai (b), dan 

untuk kompresi aksial mendekati 0 pdigunakan (a) 

(c) Geser dan torsi 0.85 

(d) Bearing pada beton 0.7 

Tabel 2.7. Faktor reduksi kekuatan φ (ACI 318-83) [Gilbert,1990] 

2.3.4. Tegangan-Tegangan Izin Maksimum di Beton 

Menurut AASHTO 1992, Chapter 9.15.2.1-Design, besarnya tegangan-tegangan izin 

maksimum di beton adalah mengikuti: 

- Tegangan beton sebelum kehilangan rangkak dan susut 

Tekan 

- Komponen struktur pratarik = 0.6 f`ci (2.24) 

- Komponen struktur pasca tarik = 0.55 f`ci (2.25) 

Tarik 

- Daerah tarik yang semula tertekan ………tidak ada tegangan sementara 

- Daerah tanpa penulangan lekatan = 0 .8* f `ci 

(2.26) 

- Tegangan beton pada kondisi beban kerja 

Tekan = 0.40 f`c (2.27) 

Tarik pada daerah yang semula tertekan 

- Komponen struktur dengan penulangan lekatan = 1 .59* f `c 

(2.28) 

- Komponen struktur tanpa penulangan lekatan = 0 

- Tegangan tekan beton saat transfer 

Besarnya f`ci dapat ditentukan dengan persamaan: 

f`ci = 80%*f`c (2.29) 




2.3.5. Sistem Prategang 

Sistem prategang yang digunakan pada girder FO Amplas adalah sistem 

perimbangan beban (balancing). Konsep ini terutama menggunakan prategang 

sebagai usaha untuk membuat seimbang gaya-gaya pada sebuah gelagar. Pada 

keseluruhan desain struktur beton prategang, pengaruh beton prategang dipandang 

sebagai keseimbangan berat sendiri sehingga balok girder yang mengalami lenturan 

tidak akan mengalami tegangan lentur pada kondisi terbebani. 

Girder didesain dengan sistem prategang penuh yang berarti komponen struktur 

didesain pada beban kerja tidak terjadi tegangan tarik. Namun dalam pelaksanaannya 

tergantung besar beban yang akan berkerja. 

2.3.6. Sistem Penegangan Tendon 

Sistem penegangan tendon pada proyek FO Amplas ini adalah sistem posttension 

(pasca tarik) mekanik dengan bantuan dongkrak. Sistem pasca tarik adalah 

suatu sistem prategang kabel tendon dimana kabel ditarik setelah beton mengeras. 

Jadi sistem prategang hampir selalu dikerjakan pada beton yang telah mengeras, dan 

tendon-tendon diangkurkan pada beton tersebut segera setelah gaya prategang 

dilakukan. 

Pada sistem post-tension mekanis, dongrak digunakan untuk mearik baja strand 

dengan reaksi yang berkerja melawan beton yang telah mengeras. Penggunaan 

dongkrak hidrolik bertujuan untuk kemudahan pengoperasian alat dan dengan 

kapasitas alat yang besar. Pada proyek FO Amplas sistem ini diberikan pada girder 

beton precast segmental. 




Pada sistem post-tension di proyek ini, untuk mengalihkan gaya prategang ke 

beton diperlukan bantuan alat mekanis yaitu angkur ujung (struktur dengan 

pengangkuran ujung). Komponen stuktur post-tension menyelubungi tendon-nya 

dengan cara peng-grouting-an selongsong. Grouting adalah proses peng-injeksi-an 

air semen dan pasir halus yang dilakukan setelah selesai proses stressing. Rekatan 

pada tendon sistem penegangan post-tension dicapai dengan pelaksanaan grouting. 

2.3.7. Besar Gaya Prategang 

a. Jacking force 

Gaya prategang yang diberikan pada kabel strand merupakan gaya prategang 

initial (jacking force) yang besarnya belum dikurangi oleh besar kehilangan gaya 

prategang akibat kehilangan jangka pendek dan jangka panjang. 

Dalam perhitungan, besarnya gaya prategang initial (jacking force) adalah 

Po = 72% Ultimate Tensile Strength (2.30) 

b. Saat awal ditengah bentang 

Tegangan dibagian atas 

σ top = Pi/Acp – Pi.e/Wa + Mbs/Wa (2.31) 

Tegangan dibagian bawah 

σ bottom = Pi/Acp – Pi.e/Wb + Mbs/Wb (2.32) 

c. Saat servis ditengah bentang 

Tegangan dibagian atas 




σ top = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wap + Mbp/Wac (2.33) 

Tegangan dibagian bawah 

σ bottom = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wbp + Mbh/Wbc (2.34) 

Dengan : 

Pi 

= Initial prestress force 

Wa = Modulus section bagian atas balok precast 

Mbs = Momen akibat berat sendiri 

e 

= eksentrisitas 

Wb = Modulus section bagian bawah balok precast 

Pe 

= Gaya pratengang efektif 

Wac = Modulus section bagian atas balok komposit 

Mbp = Momen akibat berat beton (Precast beam + slab + Diaph) 

Mbc = Modulus section bagian bawah balok komposit 

Wap = Modulus section bagian atas balok precast 

Wbp = Modulus section bagian bawah balok precast 

Mbp = Momen akibat beban tambahan (aspal + Live load) 

2.3.8. Kehilangan Gaya Prategang 

Kehilangan gaya prategang adalah hal yang pasti terjadi pada konstruksi beton 

prategang. Kehilangan yang terjadi terbagi dalam 2 (dua) tahapan yaitu saat gaya 

prategang diberikan pada beton (saat transfer) yang disebut dengan kehilangan 




seketika (Pj), dan kehilangan yang dipengaruhi oleh waktu (kehilangan jangka 

panjang). 

Kehilangan seketika = Pj – Pi 

dengan Pi = kehilangan gaya prategang sesaat setelah transfer 

Kehilangan jangka panjang = Pj - Pe 

dengan Pe = Total kehilangan gaya prategang pada tendon 

Kehilangan gaya prategang seketika dikarenakan hal: 

a. Pemendekan elastis pada beton sesaat setelah transfer 

b. Gesekan pada selongsong tendon 

c. Slip anchorage 

Sedang kehilangan jangka panjang dapat dikarenakan banyak hal, namun yang 

paling memberikan pengaruh besar adalah: 

a. Pengaruh rangkak pada baja 

b. Pengaruh susut pada baja 

c. Relaksasi pada baja 

(1). Kehilangan jangka pendek 

a. Pemendekan elastis pada beton (ES) 

Pada sistim penarikan post-tension dengan jumlah kabel banyak, pemendekan 

elastis pada beton terjadi pada saat proses tendon diangkur-kan. Pemendekan elastis 

dengan nilai maximum pada tendon yang pertama kali stressing, dan nilai minimum 

pada tendon yang terakhir kali stressing. Besarnya pemendekan elastis pada beton 

dapat dihitung dengan menggunakan persamaan dari ACI 318-95, Chapt.18.6 berikut 

ES = (Kes*Es*fcir/Ec)*As (2.35) 




. Gesekan di sepanjang tendon (W) 

Pada sistim penarikan post-tension, gesekan antara tendon dengan 

selongsongnya tentu tidak dapat dihindarkan. Gesekan yang terjadi akan mengurangi 

besar gaya prategang yang diterima tendon. Besar kehilangan gaya prategang akibat 

hal ini menurut AASHTO 1992, Chapt.9.16.1 dapat dihitung dengan menggunakan 

persamaan: 

Dengan: 

Px = Po * 

e 

−µ 

( α + k* 

x) 

(2.36) 

Px 

Po 

= Gaya pada tendon ditiap titik x 

= Gaya pada tendon di ujung dongkrak (jacking force) 

µ = Koefisien gesekan 

α 

t 

= Pengubah dari sudut kabel dari gaya ke jarak x 

β 

p 

= Deviasi angular wobble terhadap variasi selongsong tendon 

Adapun nilai µ dan β 

p 

adalah: 

Jenis Selongsong Tendon (Ducts) µ 

For strand in bright and zinc coated metal ducts 

For greased and wrapped wire or strand 

For strand in an unlined concrete ducts 

0.20 

0.15 

0.50 

Tabel 2.8. Nilai µ dengan variasi jenis ducts [Ned,1993] 

Selongsong Tendon (Ducts) 

≤ 50mm 

β 

p 

0.016 

≤ β ≤ 0.024 

p 

> 50and ≤ 90mm 




90and ≤ 140mm 

For flat metal ducts 

For greased and wrapped bars 

0.012 

≤ β ≤ 0.016 

0.008 

≤ β ≤ 0.012 

0.016 

≤ β ≤ 0.024 

β 

p 

p 

p 

p 

= 0.008 

c. Slip anchorage (A) 

Tabel 2.9. Nilai β 

p 

dengan variasi ukuran ducts [Ned,1993] 

Slip atau draw-in pada tendon terjadi setelah proses stressing dilakukan dan 

tendon akan diangkur-kan ke beton. Besar-nya slip tergantung pada jenis angkur. 

Untuk jenis angkur wedge yang biasa digunakan pada baja strand, besar slip 

( ∆) 

sekitar 6 mm. Nilai ( ∆ ) juga dipengaruhi oleh jarak spasi pada angkur 

Kehilangan gaya prategang pada bagian ini hampir mirip dengan kehilangan 

akibat gesekan, bedanya hanya pada nilai µ dan 

β 

p 

yang bernilai sama sehingga 

besar ( ∆ ) dapat dihitung dengan menggunakan persamaan (2.15). Dari persamaan 

tersebut dapat digambarkan grafik hubungan antara gaya prategang dengan jarak dari 

angkur seperti pada (Gambar 2.13) 

Gambar 2.16. Variasi gaya prategang terhadap draw-in pada angkur [Gilbert,1990] 

Untuk mengitung besar kehilangan slip angkur pada yang terjadi di-x m, maka 

digunakan persamaan 




x = d * As * ( Es / m) 

(2.37) 

Dengan : 

d 

As 

Es 

= draw in 

= Luasan penampang baja prategang 

= Elastisitas baja strand 

Dengan : 

m = (Po-P)/L (2.38) 

Po 

P 

L 

= Gaya prategang awal 

= Gaya prategang sisa (akibat gesekan) x = L 

= Panjang bentang 

(2). Kehilangan jangka panjang 

a. Rangkak pada baja (CR) 

Penelitian yang telah dilakukan dan diinformasikan melalui banyak literature 

mengindikasikan bahwa aliran pada material terjadi disepanjang waktu apabila ada 

beban atau tegangan. Deformasi atau aliran lateral akibat tegangan longitudinal 

disebut rangkak. Kehilangan rangkak terjadi hanya pada struktur yang dibebani 

secara terus menerus. Besarnya nilai kehilangan gaya prategang yang terjadi akibat 

rangkak dapat dihitung melali persamaan (ACI 318-95, Chapt.18.6) 

CR = Kcr * (Es/Ec) * (fcir-fcds) (2.39) 

Dengan: 

Kcr = 2.0 untuk komponen struktur pratarik 

= 1.6 untuk komponen struktur pasca tarik 

fcir = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja segera setelah transfer 




fcds = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja akibat semua beban mati 

tambahan yang berkerja setelah prategang diberikan 

b. Susut pada beton (SH) 

Kehilangan gaya prategang akibat susut pada baja dipengaruhi oleh besarnya 

regangan susut baja ( ε 

c 

). Regangan susut pada beton dibagian tendon dipengaruhi 

oleh tegangan pada beton pada daerah itu. Tegangan beton bervariasi terhadap 

waktu, maka akan sulit ditentukan besarnya. Nilai kehilangan gaya prategang yang 

hilang akibat susut pada beton dapat dihitung melalui persamaan berikut (ACI 318- 

95, Chapt.18.6) 

SH = 8.2E-06*Ksh*Es*(1-0.06*V/S)*(100-RH) (3.40) 

Dengan nilai Ksh diberikan pada Tabel 2.10 

Tabel 2.10. Nilai Ksh untuk komponen struktur pasca tarik [Nawy,2001] 

c. Relaksasi pada baja 

Kehilangan gaya pada tendon akibat relaksasi dipengaruhi oleh tegangan izin baja 

strand. Seperti halnya dengan rangkak dan susut, tegangan pada baja menurun 

sejalan dengan waktu. Penurunan-nya akan menjadi semakin cepat jika ditambah lagi 

dengan pengaruh relaksasi. Untuk mengetahui besarnya kehilangan gaya prategang 




akibat relaksasi baja yang dipengaruhi oleh rangkak dan susut, dapat digunakan 

persamaan berikut (ACI 318-95, Chapt.18.6) 

RE = (Kre-J*(SH+CR+ES))*C (3.41) 

Dengan Kre, J, dan C diberikan pada tabel (2.11), dan (2.12) 

Tabel 2.11. Nilai C [Nawy,2001] 

2.4. Tahapan Pembebanan 

Tabel 2.12. Nilai Kre dan J [Nawy,2001] 




Salah satu pertimbangan istimewa pada beton prategang adalah banyaknya 

tahapan pembebanan saat komponen struktur dibebani. Tahapan pembebanan pada 

beton prategang precast yang pada tulisan ini dihususkan pada girder FO Amplas, 

sedikitnya ada 3 (tiga) yaitu tahap awal saat pemberian gaya prategang, tahap 

pengangkatan dan pengangkutan, lalu tahap akhir saat beton menerima beban 

eksternal. 

2.4.1. Tahap awal 

Pembebanan tahap awal merupakan pemberian gaya prategang terhadap girder 

tetapi belum dibebani oleh beban eksternal. Tahap ini dapat dibagi dalam beberapa 

tahap: 

(1). Sebelum diberi gaya prategang. Pada masa sebelum diberi gaya prategang, beton 

girder masih lemah dalam memikul beban, oleh karena itu harus dicegah agar tidak 

terjadi kehancuran pada ujung girder. Harus diperhitungkan susut beton, dan retakan 

yang timbul akibat sust tersebut. Curing beton harus diperhatikan sebelum peralihan 

gaya prategang. 

(2). Pada saat diberi gaya prategang. Besarnya gaya prategang yang berkerja pada 

tedon saat proses stressing dapat membuat kabel strand putus jika pemberian gaya 

melebihi tegangan maksimum strand atau jika strand dalam kondisi rusak. Beton 

mermutu rendah atau belum cukup umur juga dapat hancur pada tahapan ini. 

Tegangan Tahapan beban Tegangan Izin 

Baja 1. Akibat jacking force 0.80fpu atau 0.94fpy 




2. Segera setelah pengangkuran tendon 0.70fpu 

Beton 1. Segera setelah peralihan, sebelum kehilangan Tekan - 0. 60f`ci 

Tarik-0.25 f`ci (kecuali pada 

ujung balok diatas dua tumpuan 

0.5 f`ci diizinkan) 

2. Setelah terjadi kehilangan 

Tekan - 0.45f`c 

Tarik - 0.50 f`ci 

Tabel 2.13. Tegangan izin untuk batang lentur (Peraturan ACI) [Ned,1993] 

(3). Pada saat peralihan gaya prategang. Untuk komponen struktur post-tension 

peralihan beban berlangsung secara bertahap, gaya prategang pada tendon dialihkan 

ke beton satu-per satu tendon. Pada keadaan ini gaya eksternal belum berkerja 

kecuali berat sendirinya. Gaya prategang awal setelah terjadi kehilangan juga ikut 

menentukan desain girder. Girder dengan panjang bentang tersebut diatas yang 

terletak diatas dua tumpuan, akibat berat sendirinya akan menimbulkan momen 

positif ditengah bentang. Oleh karena itu maka gaya yang diberikan pada girder 

harus dapat mengimbangi kondisi seperti ini. 

2.4.2. Tahap Antara 

Pembebanan tahap ini ada karena girder proyek FO Amplas merupakan beton 

precast yang mengalami proses perpindahan dari pabrik ke lokasi teakhirnya. 

Tahapan antara merupakan tahapan pembebanan selama girder dalam masa 

pengangkutan dan pengangkatan, termasuk masa saat girder dalam proses erection. 

Cara pengangkatan dan pengangkutan balok girder harus diperhitungkan 

dengan baik. Pengangkatan dengan cara yang salah dapat mengakibatkan balok 

girder retak atau bahkan mungkin patah. 




2.4.3. Tahap akhir 

Pembebanan tahap akhir merupakan tahapan dimana beban rencana telah 

berkerja pada struktur. Pada beton prategang, ada tiga jenis beban kerja yang 

dialami: 

(1). Beban kerja tetap. Lendutan ke atas atau kebawah girder akibat beban kerja 

tetap konstruksi tersebut merupakan salah satu factor penentu dalam desain, karena 

pengaruh dari rangkaian akibat lentur akan memperbesar nilainya. Sehingga 

diberikan batasan tertentu besarnya lendutan akibat beban tetap. 

(2). Beban kerja. Girder juga didesain berdasarkan beban kerja yang akan 

dideritanya. Beban kerja yang berlebihan harus ikut dipertimbangkan. 

(3). Beban retak. Retak pada komponen beton prategang berarti perubahan 

mendadak pada tegangan rekat dan geser yang sering menjadi parameter bagi 

kekuatan lelah. 

(4). Beban batas. Beban batas struktur merupakan beban maksimum yang dapat 

dipikul struktur tersebut sebelum hancur, atau disebut juga ultimate strength. Beban 

batas diperhitungkan melalui factor beban yang dikalikan pada beban kerja. 

2.5. Pekerjaan Prestressing oleh Voorspan System Losinger 

2.5.1. Material Prestressing 

1. Strand 

Beberapa Steel wire yang disatukan secara spiral menjadi satuan kabel strand 

2. Duct 

Pembungkus strand dengan bahan dasar “galvanized zinc” yang dibentuk 

berupa pipa berulir 




Gambar 2.17. Duct pembungkus tendon 

3. Angkur-angkur 

Terdiri dari dua macam yaitu angkur hidup dan angkur mati. 

Angkur Hidup 

Angkur Mati 

Gambar 2.18. Angkur pada girder 

4. Non shrink additive untuk grouting 

Mixing beton yang digunakan untuk mengisi selongsong / duct setelah 

stressing dengan campuran semen, air, additive. 

2.5.2. Peralatan pekerjaan prestressing 

Untuk Persiapan pekerjaan stressing kabel strand diperlukan kelengkapan alat. 

Adapun alat yang digunakan adalah: 

1. Hydraulic Pump PE 550 (1 Phase) 

Power 

Voltage 

: 10 A 

: 220 Volt 

Max. Pressure : 10.000 Psi 

Capacity Tank : 9 ltr 




Gambar 2.19. Hydraulic Pump PE 550 (1 Phase) 

2. Hydraulic Jack TCH 

Capacity 

Piston area “pull” 

Piston area “return” 

Weight 

Stroke 

: 20 T 

: 4.248 mm2 

: 3.016 mm2 

: 17 kg 

: 300 mm 

Gambar 2.20. Hydraulic Jack TCH 




3. Hydraulic Jack SA 507 / ZPE-7/A (7S) 

Capacity 

Pull 

Pull max 

Return max 

Tensioning press 

Piston area “pull” 

Piston area “return” 

Weight 

Stroke 

: 105 T 

: 393 Bar 

: 492 Bar 

: 492 Bar 

: 690 Bar 

: 20.360 mm2 

: 9.750 mm2 

: 140 kg 

: 160 mm 

Gambar 2.21. Hydraulic Jack SA 507 / ZPE-7/A (7S) 




2.5.3. Alur Kerja Pekerjaan Prestressing 

Spesifikasi Gambar Kerja 

• Material 

• Pabrikasi Strand 

• Instalasi Strand 

• Instal lifting hook 

Pemasangan angkur hidup dan angkur mati 

tidak 

Inspeksi bersama 

Kontraktor 

Pengecoran 

Kuat Beton saat 

Transfer 

tidak 

Menunggu Kuat Beton 

Transfer tercapai 

Stressing 

ok 

Evaluasi Hasil 

Stressing 

tidak 

Grouting 

Selesai 

Gambar 2.22. Diagram alur kerja stressing 




2.6. Erection PC U Girder Dengan Portal Hoise 

BSebelum dilakukan pekerjaan erection dengan menggunakan portal dan mesin 

hoise, ada beberapa hal yang harus dipersiapkan yaitu: 

2.6.1. Survey lapangan 

1. Penetapan penempatan stock girder 

2. Penetapan jalan portal hoise 

3. Penetapan penempatan kaki portal hoise tanah harus keras 

4. Membuat metode kerja sistem pelaksanaan erection dengan portal hoise 

2.6.2. Persiapan lokasi kerja 

1. Persiapan material dan alat pendukung pekerjaan erection 

2. Persiapan lokasi kerja penempatan setting portal dan hoise crane 

3. Persiapan lokasi penempatan stock girder dan jalan portal harus betul-betul padat 

dan rata 

4. Lokasi kerja erection kemiringan tanah tidak lebih dari 5% 

5. Penempatan stock girder dibawah jembatan dan diatur sesuai rencana 

6. Susunan penempatan stock girder harus disesuaikan dengan urutan erection 

7. Mengukur jarak bentangan apakah sudah sesuai dengan girder yang akan 

dipasang 

8. Grouting penempatan bearing pad harus rata dan penempatan bearing pad diberi 

tanda yang jelas 

9. Mengukur jarak aman portal gantry terhadap jalan lalu lintas kendaraan 

10. Perencanaan manajemen traffic meliputi (SMK3 dan 5R) 




2.6.3. Persiapan stock girder 

1. Menentukan lokasi stok girder sesuai kondisi aktual ruang yang ada 

2. Pengaturan posisi letak girder sebelum diStressing 

3. Lokasi penempatan stok girder harus benar-benar padat dan rata. 

4. Penempatan stok girder diantara antar pier / pilar sebagian sisi kiri, dan sebagian 

sisi kanan. 

5. Susunan penempatan girder disesuaikan urutan erection. 

6. Stock girder disetting diatas sleeper dengan posisi sejajar dengan jembatan 

7. Pondasi stressing bagian ujung harus betul-betul kuat 

2.6.1. Proses Erection 

1. Pelaksanaan penyetelan portal dilokasi pengangkatan. 

2. Pemasangan sabuk angkat pada girder. 

3. Tes beban angkat 

4. Proses pengangkatan girder. 

5. Proses peletakan girder diatas bearing pad 

6. Pengangkatan girder selanjutnya 

Untuk penjelasan lebih rinci proses erection PC U girder dengan portal hoise 

dibahas pada Bab III. Tahapan metode erection portal hoise dapat dilihat dalam 

diagram alir pada Gambar 3.24 berikut ini : 




Mulai 

Survey lapangan 

Persiapan lokasi kerja 

Pemasangan Portal Hoise 

Persiapan Stock PCU Girder 

Pengangkatan girder dengan portal hoise 

Menggeser girder keatas pier 

Finishing memasang brussing 

pengaman 

Pemindahan portal hoise ke pilar 

selanjutnya 

Selesai 

Gambar 2.23. Diagram alur metode erection PCU Girder dengan Portal Hoise 




BAB III 

APLIKASI DAN PEMBAHASAN U GIRDER 

3.1. Umum 

Pada FO Amplas, panjang bentang balok girder bervariasi antara 31.9 m 

sampai dengan 37.9 m. Dalam tulisan ini bentang yang akan dianalisa adalah betang 

dengan panjang L = 31.9 m. 

Girder jembatan Flyover Amplas berbentuk U dengan material beton mutu 

600kg/cm^2 yang dikompositkan dengan pelat lantai beton mutu 350 kg/cm^2. 

Girder jembatan menggunakan konstruksi beton prategang sistem penarikan pasca 

tarik pada beton girder precast segmental. 

Dalam pekerjaan prategang digunakan baja prategang kabel strand diameter 

standart dengan bentuk tendon parabola, Gambar 3.1 menunjukkan lay out tendon 

pada girder. Jumlah tendon sebanyak 8 (delapan) buah dengan 12 kabel strand setiap 

tendon-nya. 

Susunan tendon berpasangan dan sejajar 4 (empat) baris. Setiap baris tendon 

memiliki trase kurva parabola yang besarnya berbeda-beda. Hal ini menyebabkan 

ada salah satu dari keempatnya memiliki bentuk kurva yang mendekati garis lurus. 

Trase tendon yang mendekati garis lurus ini diperlukan untuk menentukan baris 

mana yang terlabih dahulu diberi gaya prategang. 

Dari Gambar 3.1 dan Gambar 3.2 dapat dilihat bahwa trase tendon yang 

parabola-nya mendekati garis lurus adalah C1 & C2, sehingga penarikan dimulai dari 

baris ini. 






USU Repository © 2009 

Gambar 3.1. Lay out tendon girder L=31.9 m. Proyek pembangunan Flyover Amplas

Gambar 3.2: Potongan melintang lay out tendon, Proyek Pembangunan Flyover 

Amplas 




Data Awal Perencanaan 

Dalam proses perencanaan, perhitungan besar gaya dongkrak (jacking force) 

harus dilakukan dengan teliti. Perhitungan awal yang dilakukan oleh Voorspan 

System Losinger (VSL) mengalami revisi pada beberapa bagian, sehingga perlu 

dilakukan analisa terhadap perhitungan awal tersebut. 

Adapun data-data yang ada sebagai bahan analisa perencanaan perhitungan 

dasar adalah sebagai berikut: 

Panjang bentang = 3110 cm (panjang balok = 3190 cm) 

Tinggi balok (H) = 185 cm 

Mutu beton : 

Balok = K-600 

Pelat (awal) = K-300 

Plat (revisi) = K-350 

Jarak balok ctc (s) awal = 285 

Jarak balok ctc (s) revisi = 340 

cm 

cm 

Tebal plat beton = 22 cm 

Tebal aspal = 5 cm 

Tebal RC flat = 7 cm 

 

 

 




Gambar 3.3. Skets bentang girder 

Potongan melintang tengah bentang 

H 

= 185 cm 

2*A = 100 cm 

B 

= 100 cm 

2*tweb = 50 

cm 

tfl-1 = 7 cm 

tfl-2 = 10 cm 

tfl-3 = 10 cm 

tfl-4 = 33 cm 

tfl-5 = 25 cm 

Panjang = 2390 cm 

tf1 

tf2 

tf3 

A 

tw 

tf4 

H 

tf5 

B 

Gambar 3.4. Skets cross section PC U girder ditengah bentang 




3.2. Perhitungan Precast Concrete U Girder 

3.2.1. Material 

a. Beton 

Dari data dilapangan diketahui: 

Tegangan tekan beton ( σ ) : 

a) Balok = 600 kg/cm 2 

b) Pelat (awal) = 300 kg/cm 2 

b) Pelat (revisi) = 350 kg/cm 2 

Tegangan tekan beton balok saat servis (f`c) : 

f`c = R * σ 

cu 

......................(2.2) 

σ cu 

⎛ ⎞ 

R = 0 .76 + 0.2*log⎜ 

⎟ ..........................(2.1) 

⎝ C ⎠ 

⎛ 600 ⎞ 

R = 0.76 + 0.2 * log⎜ 

⎟ 

⎝ 150 ⎠ 

R = 0.8804 

f`c balok = R* σ balok 

cu 

cu 

= 0.8804 * 600 kg/cm 2 

= 528.2 kg/cm 2 

f`c pelat (K-300) = 246.1 kg/cm 2 

f`c pelat = R* σ pelat 

cu 

= 0.8336 * 350 kg/cm 2 

= 291.8 kg/cm 2 




Tegangan tekan beton saat transfer (f`ci) : 

f`ci = 80%*f`c ..................(2.29) 

f`ci balok = 0.8*528.2472 kg/cm 2 

= 422.6 kg/cm 2 

f`ci pelat (K-300) = 196.8 kg/cm 2 

f`ci pelat = 0.8*291.758 kg/cm 2 

= 233.4 kg/cm 2 

Tegangan izin saat transfer 

Tegangan tekan = 0.55*f`ci ..........................(2.25) 

Tegangan tekan balok = 0.55*f`ci balok 

= 0.55*422.5977 kg/cm 2 

= 232.4 kg/cm 2 

Tegangan tekan pelat (K-300) = 108.3 kg/cm 2 

Tegangan tekan pelat 

= 0.55*f`ci pelat 

= 0.55*233.407kg/cm 2 

= 128.4 kg/cm2 

Tegangan tarik = 

0 .8* f `ci 

.............................(2.26) 

Tegangan tarik balok = 0.8* 

f `ci 

balok 

= 0 .8* 422.5977 

= 16.4 kg/cm 2 

Tegangan tarik pelat (K-300) = 11.2 kg/cm 2 

Tegangan tarik pelat = 0.8* 

f `ci 

pelat 

= 0 .8* 233.407 




= 12.2 kg/cm 2 

Tegangan izin saat beban kerja sesudah semua kehilangan prategang 

Tegangan tekan = 0.4 * f`c ........................(2.27) 

Tegangan tekan balok = 0.4 * f`c balok 

= 0.4*528.2472 kg/cm 2 

= 211.2988 kg/cm 2 

Tegangan tekan pelat (K-300) = 98.4 kg/cm 2 

Tegangan tekan pelat 

= 0.4*f`c pelat 

= 0.4*233.4 kg/cm 2 

= 116.7 kg/cm 2 

Tegangan tarik = 1 .59 * f `c 

....................(2.28) 

Tegangan tarik balok = 1.59* 

f `c 

balok 

= 1.59* 

528.2472 kg/cm 2 

= 36.5 kg/cm 2 

Tegangan tarik pelat (K-300) = 24.9 kg/cm 2 

Tegangan tarik pelat = 1.59* 

f `c 

pelat 

Modulus elastisitas 

= 1.59 * 291.758 kg/cm 2 

= 27.259 kg/cm 2 

Ec = w 1.5 *0.043* σ bk ..........................(2.7) 

Ec balok = w 1.5 *0.043* σbk 

balok 

= 2500 1.5 *0.043* 528 .247 * 10 




= 347052.8 kg/cm 2 

Ec pelat (K-300)= 236864.0 kg/cm 2 

Ec pelat = w 1.5 *0.043* σbk 

pelat 

= 2400 1.5 *0.043* 291 .758* 10 

= 257922.1 kg/cm 2 

Modulus reptur 

Fr = 0.6 * fc` .............................(2.4) 

Fr balok = 0.6 

* fc` balok 

= 0.6 * 600* 10 

= 45.5 kg/cm 2 

Fr pelat (K-300) = 31.1 kg/cm 2 

Fr pelat = 0.6 

* fc`pelat 

= 0.6 * 350* 10 

= 33.8 kg/cm 2 

b. Kabel Prategang 

Jenis kabel : Uncoated stress relieve seven wires 

ASTM A 416 grade 270 low relaxation or JIS G 3536 

Diameter strand (dia) : 12.7 mm 

Luasan efektif (Ast) : 0.987 cm2 

Modulus elastis (Es) : 1.96E+06 kg/cm 2 

Tegangan tarik ultimate (fu) : 19,000 kg/cm 2 




c. Tulangan Biasa 

Diameter (dia) 

: 13 mm 

Luasan efektif (Ast) : 1.267 cm 2 

Modulus elastis (Es) : 2.10E+06 kg/cm 2 

Tegangan leleh (fy) : 3,900 kg/cm 2 

3.2.2. Analisa Penampang 

a. Balok precast 

2 

1 

5 

4 

3 

5 

4 

3 

2 

1 

Section I 

Section II 

6 

5 

4 

3 

6 

5 

4 

3 

2 

2 

1 

1 

Section III 

Section IV 

Gambar 3.5. Sket cross section girder U 

Luas (Area) = ½ (sisi atas + sisi bawah) x tinggi ...............................(2.10) 




Jarak titik berat arah Y (Yb) = 

3 2 

2 

h ( a + 4ab 

+ b ) 

Inersia (Io) = 

36 

( a + b) 

( 2a 

+ b) 

( a + b) 

h 

3 

...........................(2.11) 

..........................(2.12) 

Inersia arah x (Ix) = Io + (Luas * d 2 ) ............................(2.13) 

Sehingga dari hasil perhitungan didapat 

Section I 

Gambar 3.6. Section I 

Zone Tinggi Lebar Luas Level Yb Luas*Yb Io Luas*d^2 Ix 

cm Bawah Atas cm^2 cm Cm cm^3 cm^4 cm^4 cm^4 

5 7 180 180 1260 113 116.5 146790 5145 3506317 3511461.6 

4 10 190 190 1900 103 108 205200 15833.33 3720683 3736516.2 

3 10 150 190 1700 93 98.2 166933.3 14101.31 2017359 2031459.8 

2 33 150 150 4950 60 76.5 378675 449212.5 804957.7 1254170.2 

1 60 126 150 8280 0 30.87 255600 2477739 8950520 11428258.64 

Tot 120 18090 63.75 1153198 2962031 18999835 21961866.37 

Tabel 3.1. Hasil analisa tampang Section I (sebelum & sesudah revisi) 




Section II 

Gambar 3.7. Section II 


cm Bawah Atas cm^2 cm cm cm^3 cm^4 cm^4 cm^4 

5 7 180 180 1260 178 181.5 228690 5145 8101594 8106738.5 

4 10 190 190 1900 168 173 328700 15833.33 9763948 9779780.8 

3 10 150 190 1700 158 163.2 277433 14101.31 6510020 6524121.6 

2 33 150 150 4950 125 141.5 700425 449212.5 7993930 8443142.8 

1 125 100 150 15625 0 66.7 1041667 20073785 18756559 38830343.37 

Tot 185 25435 101.3 2576915 20558077 51126050 71684127 

Tabel 3.2. Hasil analisa tampang Section II (sebelum & sesudah revisi) 

Section III 




Gambar 3.8. Section III 



6 7 80 80 560 178 181.5 101640 2286.667 4437148 4439434.3 

5 10 130 130 1300 168 173 224900 10833.33 8427239 8438072.1 

4 10 90 130 1100 158 163.3 179633.3 9065.657 5516545 5525610.2 

3 33 90 90 2970 125 141.5 420255 269527.5 7135022 7404549.7 

2 95 90 90 8550 30 77.5 662625 6430313 1920181 8350493.6 

1 30 100 116 3240 0 15.37 49800 242555.6 19267738 19510293.29 

Tot 185 17720 92.49 1638853 6964581 46703872 53668453.23 

Tabel 3.3a. Hasil analisa tampang Section III (sebelum revisi) 



6 7 110 110 770 178 181.5 139755 3144.167 5942317 5945461.6 

5 10 130 130 1300 168 173 224900 10833.33 8184965 8195798.4 

4 10 90 130 1100 158 163.3 179633.3 9065.657 5336414 5345479.4 

3 33 90 90 2970 125 141.5 420255 269527.5 6799650 7069177.0 

2 95 90 90 8550 30 77.5 662625 6430313 2230547 8660859.2 

1 30 100 114 3210 0 15.3 49200 240406.5 19692605 19933011.61 

Tot 185 17900 93.7 1676368 6963290 48186497 55149787 

Tabel 3.3b. Hasil analisa tampang Section III (setelah revisi) 

Section IV 




Gambar 3.9. Section IV 



6 7 80 80 560 178 181.5 101640 2286.667 4735965 4738252.0 

5 10 100 100 1000 168 173 173000 8333.333 6965970 6974303.7 

4 10 50 100 750 158 163.6 122666.7 6018.519 4108992 4115010.6 

3 33 50 50 1650 125 141.5 233475 149737.5 4455148 4604885.7 

2 100 50 50 5000 25 75 375000 4166667 1056711 5223377.4 

1 25 100 112 2650 0 12.74 33750 137873.4 15631053 15768926.72 

Tot 185 11610 89.54 1039532 4470916 36953840 41424756.08 

Tabel 3.4a. Hasil analisa tampang Section IV (sebelum revisi) 



6 7 80 80 560 178 181.5 101640 2286.667 4686935 4689221.6 

5 10 100 100 1000 168 173 173000 8333.333 6886530 6894862.9 

4 10 60 100 800 158 163.4 130733.3 6527.778 4310257 4316785.2 

3 33 60 60 1980 125 141.5 280170 179685 5248420 5428105.1 

2 100 60 60 6000 25 75 450000 5000000 1352680 6352680.3 

1 25 100 112 2650 0 12.7 33750 137873.4 15825930 15963803.6 

Tot 185 12990 90.0 1169293 5334706 38310753 43645459 

Tabel 3.4b. Hasil analisa tampang Section IV (setelah revisi) 

b. Balok komposit 




2 

2 

1 

1 

Section I 

Section II 

2 

2 

1 

1 

Section III 

Section IV 

Gambar 3.10. Cross section balok komposit 

Dengan menggunakan persamaan diatas, maka didapat 

Section I 



1 22 285 285 4279.3 120 131 560585.7 172597.8 12657746 12830343.5 

2 120 125 190 18090 0 63.75 1153198 21961866 2994253 24956119.4 

Tot 142 22369 76.61 1713784 22134464 15651999 37786462.9 

Tabel 3.5a. Hasil analisa tampang komposit Section I (sebelum revisi) 



1 22 340 340 5558.97 120 131.0 728225.6 224211.96 14711594 14935805.7 

2 120 126 190 18090 0 63.7 1153198.3 21961866 4520805 26482671.9 

Tot 142 23649 79.6 188142.9 22186078 19232399 41418477.5 

Tabel 3.5b. Hasil analisa tampang komposit Section I (setelah revisi) 

Section II 



1 22 285 285 4279.3 185 196 838738.9 172597.8 28111090 28283687.5 

2 185 100 190 25435 0 101.3 2576915 71684127 4729515 76413642.6 




Tot 207 29714 114.9 3415654 71856725 32840605 104697330 

Tabel 3.6a. Hasil analisa tampang komposit Section II (sebelum revisi) 



1 22 340 340 5558.9 185 196 1089558.9 224211.96 33564295 33788507 

2 185 100 190 25435.0 0 101.3 2576915 71684127 7335681 79019808.5 

Tot 207 30993.9 118.3 3666473.9 71908339 40899976 112808315 

Tabel 3.6b. Hasil analisa tampang komposit Section II (setelah revisi) 

Section III 



1 22 285 285 4279.3 185 196 838738.9 172597.8 29749435 29922032.4 

2 185 100 128 17720 0 92.49 1638853 53668453 7184321 60852773.8 

Tot 207 21999 112.6 2477592 53841051 36933755 90774806.2 

Tabel 3.7a. Hasil analisa tampang komposit Section III (sebelum revisi) 



1 22 340 340 5558.9 185 196 1089559 224212 33903347 34127559 

2 185 100 128 17900 0 93.7 1676368 55149787 10528929 65678716.6 

Tot 207 23459 117.9 2765927.3 55373999 44432277 99806276 

Tabel 3.7b. Hasil analisa tampang komposit Section III (setelah revisi) 

Section IV 



1 22 285 285 4279.3 185 196 838738.9 172597.8 25895191 26067788.8 

2 185 100 98 11610 0 89.54 1039532 41424756 9544597 50969353.3 

Tot 207 15889 118.2 1878271 41597354 35439788 77037142.1 

Tabel 3.8a. Hasil analisa tampang komposit Section IV (sebelum revisi) 



1 22 340 340 5558.9 185 196 1089558.9 224211.96 30624072 30848283.8 

2 185 100 100 1299 0 90.0 1169293.3 43645459 13105345 56750803.5 

Tot 207 18549 121.8 2258852.3 43869671 43729417 87599087.3 

Tabel 3.8b. Hasil analisa tampang komposit Section IV (setelah revisi) 




c. Kesimpulan 

Dari persamaan (2.14) dan (2.15) didapat nilai Wa dan Wb 

Wa = Ix / Ya 

Wb = Ix /Yb 

Dan hasilnya dapat disimpulkan pada tabel berikut 

Section I 

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb 

cm^2 Cm cm cm^4 cm^3 cm^3 

Balok precast 18090 56.3 63.75 21781356 387209.2 341679.9 

Balok 

komposit komposit 22369.28 65.4 76.61 37617320 575305.2 491002.6 

precast 43.4 867023.9 

Tabel 3.9a. Kesimpulan analisa tampang Section I (sebelum revisi) 



Balok precast 18090 56.3 63.7 21961866 390418.2 344511.6 

Balok 


precast 40.4 1024101 

Tabel 3.9b. Kesimpulan analisa tampang Section I (setelah revisi) 

Section II 



Balok precast 25435 83.7 101.3 71413456 853347.5 704874.3 

Balok 

komposit komposit 29714.28 92.1 114.9 1.05E+08 1135370 909186.3 

Precast 70.1 1491945 

Tabel 3.10a. Kesimpulan analisa tampang Section II (sebelum revisi) 


cm^2 cm cm cm^4 cm^3 cm^3 

Balok precast 25435 83.7 101.3 71684127 856581.8 707546 

Balok 

komposit komposit 30993.97 88.7 118.3 112808315 1271744 953607.8 

precast 66.7 1691186 

Tabel 3.10b. Kesimpulan analisa tampang Section II (setelah revisi) 




Section III 



Balok precast 17720 92.5 92.49 54371091 587707.1 587884 

Balok 


precast 72.4 1260109 

Tabel 3.11a. Kesimpulan analisa tampang Section III (sebelum revisi) 



Balok precast 17900 91.3 93.7 55149787 603731.9 588880.8 

Balok 


precast 67.1 1487534 

Tabel 3.11b. Kesimpulan analisa tampang Section III (setelah revisi) 

Section IV 



Balok precast 11610 95.5 89.54 42884381 449228 478953.8 

Balok 


precast 66.8 1197155 

Tabel 3.12a. Kesimpulan analisa tampang Section IV (sebelum revisi) 



Balok precast 12990 95 90.0 43645459 459497.9 484869.4 

Balok 


precast 63.2 1385574 

Tabel 3.12b. Kesimpulan analisa tampang Section IV (setelah revisi) 

3.2.3. Beban-beban yang Berkerja 

a. Dead Load 

1. Berat jenis beton balok precast = 2.5 ton/m 3 ( γ PB 

) 

2. Berat jenis beton pelat = 2.4 ton/m 3 ( γ S 

) 




3. Berat jenis aspal = 2.2 ton/m 3 ( γ asp 

) 

4. Berat jenis beton diagrapma = 2.4 ton/m 3 ( γ diaph 

) 

a.a). Balok precast 

- Section I q1a = Luas I* ( γ PB 

) (sebelum & setelah revisi) 

q1a = 1.8090 m 2 * (2m/31.9m) * 2.5 t/m 3 

= 0.2824 (t/m) 

- Section II q1b = Luas II* ( γ PB 

) (sebelum & setelah revisi) 

q1b = 2.5393 m 2 * (2m/31.9m) * 2.5 t/m 3 

= 0.3980 (t/m) 

- Section III to q1c = Luas rerata sec III&IV * ( γ PB 

) (sebelum revisi) 

Section IV q1c = ((1.7802+1.2912)/2) m^2 * (4m/31.9m) * 2.5 t/m^3 = 0.4814 (t/m) 

- Section III to q1c = Luas rerata sec III&IV * ( γ PB 

) (setelah revisi) 

Section IV q1c = ((1.7900+1.2990)/2) m 2 * (4m/31.9m) * 2.5 t/m 3 = 0.4842 (t/m) 

- Section IV q1d = Luas IV * ( γ PB 

) 

(sebelum revisi) 

q1d = 1.1610 m 2 * (23.9m/31.9m) * 2.5 t/m 3 = 2.1746 (t/m) 

- Section IV q1d = Luas IV * ( γ PB 

) 

(setelah revisi) 

q1d = 1.2990 m 2 * (23.9m/31.9m) * 2.5 t/m 3 = 2.4331 (t/m) 

(Sebelum revisi) q1a+q1b+q1c+q1d = 3.3165 (t/m) 

(Setelah revisi) q1a+q1b+q1c+q1d = 3.5995 (t/m) 

a.b). Pelat 

q2a = h pelat * s * ( γ S 

) 

(Sebelum revisi) q2a = 0.22 m * 2.85 m * 2.4 t/m 3 

= 1.5675 (t/m) 

(Setelah revisi) q2a = 0.22 m * 3.40 m * 2.4 t/m 3 = 1.8700 (t/m) 




a.c). Pelat RC 

q2b = h pelat * s * ( γ S 

) 

(Sebelum revisi) q2b = 0.07 m * 2.05 m * 2.4 t/m 3 = 0.3588 

(t/m) 

(Setelah revisi) q2b = 0.07 m * 1.00 m * 2.4 t/m 3 = 0.1750 

(t/m) 

a.d). Aspal 

q3 = tasp * s * ( γ asp 

) 

(Sebelum revisi) q3 = 0.05 m * 2.85 m * 2.2 t/m 3 = 0.3135 

(t/m) 

(Setelah revisi) q3 = 0.05 m * 3.10 m * 2.2 t/m 3 = 0.3410 

(t/m) 

a.e). Diapragma 

hdiap = 0.8 m 

ndiap (eks & int) = 6 pcs 

Diap (int) pa = Volume diap * ( γ diaph 

) 

(Sebelum revisi) 

= 0.4 m 2 * 0.2 m * 2.4 t/m 3 = 0.2000 (ton) 

q4 = (pa*ndiap)/bentang 

= (0.2000 ton * 6) / 31.9 m = 0.0386 (t/m) 




(Setelah revisi) 

= 0.712 m 2 * 0.2 m * 2.4 t/m 3 = 0.3560 (ton) 

q4 = (pa*ndiap)/bentang 

= (0.3560 ton * 6) / 31.9 m = 0.0687 (t/m) 

Diap (eks) pb = Volume diap * ( γ diaph 

) 



= 1.95 m 2 * 0.2 m * 2.4 t/m 3 = 0.9750 (ton) 

q4 = (pb*ndiap)/bentang 

= 0.9750 ton * 6) / 31.9 m = 0.1881 (t/m) 

= 1.044 m 2 * 0.2 m * 2.4 t/m 3 = 0.5220 (ton) 

q4 = (pb*ndiap)/bentang 

= 0.5220 ton * 6) / 31.9 m = 0.1007 (t/m) 

a.f) Tambahan (setelah revisi) 

q5 = Pot + Barrier + Railing 

= 0.630 + 0.663 + 0.018 = 1.3116 (t/m) 

b. Live load 

b.a). Dynamic load allowance (DLA) 

Dari persamaan (2.16), maka nilai DLA (sebelum & setelah revisi) didapat 

DLA = 1 + 0.4 = 1.4 (span

.b). Knife edge load (KEL) 

t/m 

Berdasarkan persamaan (2.17) maka nilai (sebelum & setelah revisi) KEL = 4.40 

b.c). Distribution factor (DF) 

Berdasarkan persamaan (2.18) maka ditentukan nilai (sebelum & setelah revisi) 

DF = 1.00 

b.d). Distribtion load (q) 

Dari persamaan (2.19) maka 

q = 0.8 * (0.5 + 15/bentang) 

= 0.8 * (0.5 + 15/31.9) = 0.79 t/m 2 

b.e). Live load 

Berdasarkan persamaan (2.20) dan (2.21), maka 

- Distribution load (q’) = DF * q * s ...................(2.20) 


q’ = 1.00 * 0.79 t/m 2 * 2.85 m = 2.24 t/m 


q’ = 1.00 * 0.79 t/m 2 * 3.10 m = 2.45 t/m 

- Line load (p’) = DF * DLA * KEL * s ..................(2.21) 


p’ = 1.00 * 1.4 * 4.4 t/m * 2.85 m = 17.56 ton 





p’ = 1.00 * 1.4 * 4.4 t/m * 3.10 m = 19.10 ton 

3.2.4. Momen Tengah Bentang 

a. Dead load 

Balok precast (beam) menerima beban mati ditengah bentang (Mms 1 ) sebesar: 

Mms 1 = l/L * q * l 2 ...............................(2.22) 


Mms 1 = 15.55m/31.1m * 3.3165t/m * (15.55m) 2 

= 400.97 tm 


Mms 1 = 15.55m/31.1m * 3.5995t/m * (15.55m) 2 

= 443.48 tm 

b. Additional Dead Load (ADL) 

b.a). Plat+RC plat (slab) 

Pelat lantai jembatan dan RC pelat merupakan bagian dari beban mati 

tambahan. Maka besar momen tengah bentang pelat akibat ADL plat+RC (Mms 2 ) 

adalah sebesar: 

Mms 2 = l/L * q * l 2 ...............................(2.22) 


Mms 2 = 15.55m/31.1m * 1.9263t/m * (15.55m) 2 




= 232.89 tm 


Mms 2 = 15.55m/31.1m * 2.0450t/m * (15.55m) 2 

= 247.24 tm 

b.b). Aspal 

Lapisan aspal pada pelat lantai juga merupakan bagian dari beban mati tambahan. 

Maka besar momen tengah bentang akibat ADL aspal (Mms 3 ) adalah sebesar: 

Mms 3 = l/L * q * l 2 ...............................(2.22) 


Mms 3 = 15.55m/31.1m * 0.3135t/m * (15.55m) 2 

= 37.90 tm 


Mms 3 = 15.55m/31.1m * 0.3410t/m * (15.55m) 2 

= 41.23 tm 

b.c). Diaphragma (ext) 

Diapragma pada balok girder merupakan bagian dari beban mati tambahan. Maka 

besar momen tengah bentang akibat ADL diapragma eksternal (Mms 4 ) adalah 

sebesar: 

Mms 4 = l/L * q * l2 ...............................(2.22) 


Mms 4 = 15.55m/31.1m * 0.1881t/m * (15.55m) 2 




= 22.740 tm 


Mms 4 = 15.55m/31.1m * 0.1007t/m * (15.55m) 2 

= 12.180 tm 

b.d). Additional (setelah revisi) 

Beban tambahan lain sebagai aksesoris jembatan merupakan bebab mati 

tambahan yang besar momen tengah bentang-nya (Mms 5 ) adalah sebesar: 

Mms 5 = l/L * q * l2 ...............................(2.22) 


Mms 5 = 15.55m/31.1m * 1.3116t/m * (15.55m) 2 

= 158.57 tm 

c. Live load 

c.a). Distribution load 

Besar momen tengah bentang akibat beban hidup terdistribusi q (Mms 6 ) dapat 

dihitung dengan persamaan (2.22) 

Mms 6 = l/L * q * l 2 ...............................(2.22) 


Mms 6 = 15.55m/31.1m * 2.24t/m * (15.55m) 2 

= 270.78 tm 


Mms 6 = 15.55m/31.1m * 2.45t/m * (15.55m) 2 

= 296.21 tm 




c.b). Line load 

Line load yang berkerja sebagai beban hidup juga akan mengakibatkan momen 

ditengah bentang (Mms 7 ) yang nilainya dapat dihitung adalah: 

Mms 7 = l/L * q * l 2 ...............................(2.22) 


Mms 7 = 15.55m/31.1m * 17.56t/m * (15.55m) 2 

= 136.50 tm 


Mms 7 = 15.55m/31.1m * 19.10t/m * (15.55m) 2 

= 148.47 tm 

d. Ultimate total 

Besar momen tengah bentang ultimate dari berbagai pembebanan dapat dihitung 

dengan menggunakan persamaan (2.23) 

Ultimate total = 1.2*beam + 1.3*slab + 2*asphalt + 1.2*diaphragm + 2*live load 


- Sub total moment mid span beam = 400.97 tm 

- Sub total moment mid span slab = 232.89 tm 

- Sub total moment mid span asphalt = 37.90 tm 

- Sub total moment mid span diaphragm = 22.74 tm 

- Sub total moment mid span live load = (270.78+136.50)tm = 407.28 tm 




Ultimate total = (1.2*400.97)tm + (1.3*232.89)tm + (2*37.90)tm + 

(1.2*22.74)tm + (2*407.28)tm 

= 481.164tm + 302.757tm + 75.8tm + 27.288tm + 814.56tm 

= 1701.57tm 


- Sub total moment mid span beam = 443.48 tm 

- Sub total moment mid span slab = 247.24 tm 

- Sub total moment mid span asphalt = 41.23 tm 

- Sub total moment mid span diaphragm = 12.18 tm 

- Sub total moment mid span slab + add = 405.81 tm 

- Sub total moment mid span live load = (296.21+148.47)tm = 444.68 tm 

Ultimate total = (1.2*443.48)tm + (1.3*405.81)tm + (2*41.23)tm + 

(1.2*12.18)tm + (2*444.68)tm 

= 532.176tm + 527.553tm + 82.46tm + 14.616tm + 889.36tm 

= 2046.165tm 

3.2.5. Kabel Prestress 

a. Profil kabel 

Gambar 3.11. Profil kabel 




Dari data yang diberikan pada sub bab 3.2.2 dan persamaan (2.30) dapat 

dihitung besar jacking force maximum yang dapat diberikan kepada kabel 

prategang. 

Jacking force = 72% Ultimate Tensile Stress 

Kurva parabolic kabel tendon menggunakan persamaan berikut 

Y = AX 2 + BX + C 

A = ((Ymiddle + Yedge)/(L/2) 2 ) 

B = (L * A) 

C = Rerata posisi strand ketika parabola kurva pada nilai Y tertentu 

Sehingga persamaan parabola tendon rata-rata hasil perhitungan VSL dengan 

cara perhitungan numerik adalah: 

Y = 0.003255X 2 + (-0.10285X) + 1.0375 

dan besar perubahan sudut kabel tendon setelah pemberian tegangan: 

Y’ = 0.00651X + (-0.10285) , maka 

tg φ = 0.00651X + (-0.10285) 

Maka hasil perhitungan diberikan pada tabel berikut: 

Tendon 

NOS 

strand 

edge 

Profil 

Middle 

Asp 

cm^2 

fu 

kg/cm^2 

% Jacking force 

kg 

7 12 150 30 0.987 19000 75 168777 

5 12 125 30 0.987 19000 75 168777 

3 12 100 15 0.987 19000 75 168777 

1 12 40 15 0.987 19000 75 168777 

2 12 40 15 0.987 19000 75 168777 

4 12 100 15 0.987 19000 75 168777 

6 12 125 30 0.987 19000 75 168777 

8 12 150 30 0.987 19000 75 168777 




96 103.75 22.5 75 1350216 

Tabel 3.13a. Hasil perhitungan kabel (sebelum revisi) 

Tendon 

NOS 

strand 

edge 

Profil 

Middle 

Asp 

cm^2 

fu 

kg/cm^2 

% Jacking force 

kg 

7 12 150 30 0.987 19000 72 162025.92 

5 12 125 30 0.987 19000 72 162025.92 

3 12 100 15 0.987 19000 72 162025.92 

1 12 40 15 0.987 19000 72 162025.92 

2 12 40 15 0.987 19000 72 162025.92 

4 12 100 15 0.987 19000 72 162025.92 

6 12 125 30 0.987 19000 72 162025.92 

8 12 150 30 0.987 19000 72 162025.92 

96 103.75 22.5 72 1296207.36 

Tabel 3.13b. Hasil perhitungan kabel (setelah revisi) 

Besar nilai eksentrisitas (e) adalah melalui persamaan 

(e) = Yb-Ys 

Yb = Jarak garis netral dari bawah balok non komposit (sub bab 3.3.3) 

Ys = Jarak tendon dari bawah balok pada daerah tengah bentang (sub bab 3.7.1) 

(e) = 88.85 cm – 22.5 cm = 66.35 cm 

b. Gaya dongkrak awal (Initial jacking force) 

Pemeriksaan pada dua kondisi 

Saat initial di tengah bentang 

Tegangan atas 

Melalui persamaan (2.31) dapat dihitung besar gaya prategang awal pada bagian 

atas adalah 

σ top = Pi/Acp – Pi.e/Wa + Mbs/Wa 





-16.44575 kg/cm 2 >= (Pi/11610cm 2 ) – (Pi. 66.35cm / 433938cm 3 ) + 

(400.97*10^5kgcm / 433938cm 3 ) 

-16.44575 kg/cm 2 >= (Pi/11610cm 2 ) – (Pi. 66.35cm / 433938cm 3 ) + 

92.4026kg/cm 2 

-108.848 kg/cm 2 >= (Pi/11610cm 2 ) – (Pi. 66.35cm / 433938cm 3 ) 

Pi >= (-108.848 kg/cm 2 + (Pi. 66.35cm / 433938cm 3 )) * 11610cm 2 

Pi = (Pi/12990cm 2 ) – (Pi. 66.35cm / 459498cm 3 ) + 

96.514kg/cm 2 

-112.9597 kg/cm 2 >= (Pi/12990cm 2 ) – (Pi. 66.35cm / 459498cm 3 ) 

Pi >= (-112.9597 kg/cm 2 + (Pi. 66.35cm / 459498cm 3 )) * 12990cm 2 

Pi

σ bottom = Pi/Acp – Pi.e/Wb + Mbs/Wb 


232.4288 kg/cm 2

melalui persamaan (2.33) dapat dihitung besar gaya prategang awal pada bagian 

atas adalah 

σ top = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wap + Mbp/Wac 


211.2989 kg/cm 2

Tegangan bawah 

Melalui persamaan (2.34) dapat dihitung besar gaya prategang saat servis pada 

bagian bawah adalah 

σ bottom = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wbp + Mbh/Wbc 


-36.54 kg/cm 2

Asumsi awal 

Kehilangan gaya prategang jangka panjang 

Sebelum revisi = 22.257% (harus 22.257%) 

Setelah revisi = 19.063 

Dari hasil [1] dan [2] maka tidak perlu dilakukan penegangan 

Maka digunakan kabel prategang diam 12.7” 


Pi 

Pe 

= 1350216 kg (96 kabel) 

= 77.7% Pi = 1049702 kg (96 kabel) 


Pi 

Pe 

= 1296207 kg (96 kabel) 

= 80.9% Pi = 1049112 kg (96 kabel) 

c. Kehilangan gaya prategang 

1). Kehilangan gaya prategang (jangka pendek) 

a. Akibat gesekan 

Akibat gesekan antara kabel dan selongsong mengakibatkan gaya prategang 

saat inisial berbeda dengan saat akhir. Besarnya gaya prategang sisa akibat 

gesekan sejarak X dapat dihitung dengan persamaan (2.36) 

Px = Po * 

Dengan : 

e 

−µ 

( α + k* 

x) 

…………………….(2.36) 




Koefisien gesek µ untuk tendon yang terbuat dari bahan metal dan akan 

digrouting, 7 wire strand adalah 0.20 

Faktor pengubah sudut kabel α dari titik tensile ke x section 

α = 2*arctg (0.00651x + -0.10285) 

Koefisien wobble k untuk tendon yang terbuat dari bahan metal dan akan 

digrouting, 7 wire strand adalah 0.003 


Po = 75% UTS = 0.75 * 0.987cm 2 *19000kg/cm 2 = 14064.75 kg 

Maka besar gaya prategang sisa pada x = 31.9m 

-0.2(0.209rad + 0.003*31.9) 

P31.9 = 14064.75 kg * -0.12 

= 12258.31 kg 


Po = 72% UTS = 0.72 * 0.987cm^2*19000kg/cm 2 = 13502.16 kg 

Maka besar gaya prategang sisa pada x = 31.9m 

-0.2(0.209rad + 0.003*31.9) 

P31.9 = 13502.16 kg * -0.11 

= 11767.97 kg 

b. Akibat slip aungker 

Slip aungker terjadi setelah pengangkeran pc strand yang terjadi pada ujung 

balok. Karena gesekan ini, kehilangan tidak seluruhnya terdistribusi disepanjang 

balok. Kehilangan akibat slip aungker yang paling besar terjadi sejauh x dari 

pinggir balok. Nilai x dpat ditentukan dengan menggunakan persamaan (2.37) 

x = d * As * ( Es / m) 

Dengan : 




d = ditentukan sebesar 8 mm 

As = Luasan pc strad (.987 cm 2 ) 

Es = Modulus elastisitas baja strand = 1.96 E + 06 kg/cm 2 

m = Kehilangan gaya prategang setiap panjang m = (Po-P)/L 

Po = Jacking force awal 

P = Gaya pada strand pada ujung bentang 

L = Panjang bentang = 3190 cm 


m = (Po-P)/L = (14064.75 kg-12258.31 kg) / 3190cm 

= 0.57kg/cm 

x = 8 * 0.987 * (1.96 / 0.57) 

= 16.53 m 

Gaya prategang (PA) pada x = 16.53m 


-0.2(0.5455 + 0.003*16.53) 

= 14064.75 kg * 1.7855 

= 13128.59 kg 

m = (Po-P)/L = (13502.16 kg-11767.97 kg) / 3190cm 

= 0.54kg/cm 

x = 8 * 0.987 * (1.96 / 0.57) 

= 16.87 m 

Gaya prategang (PA) pada x = 16.87m 

-0.2(0.5455 + 0.003*16.87) 

= 13502.16 kg * 1.7855 

= 12584.92 kg 




c. Pemendekan elastis 

Dari persamaan (2.35) kehilangan gaya prategang akibat pemendekan elastis 

dapat diperkirakan sehingga: 

ES 

= (Kes*Es*fcir/Ec)*As ………………(2.35) 

Dengan : 

Kes = rasio kehilangan pasca tarik dengan pratarik 

= untuk pasca tarik 0.5 

As 

= Luasan baja strand = 0.987 cm^2 

fcir = Tegangan pada beton pada pusat berat dari gaya prategang segera setelah 

transfer 

= (fbottom – ftop)*(H-ed)/H + ftop = 179.78 kg/cm^2 

Maka besarnya ES adalah : 


fcir = (fbottom – ftop)*(H-ed)/H + ftop = 179.78 kg/cm 2 

ES = ( 0.5*1.98E+6kg/cm 2 *179.78 kg/cm 2 /347052.8 kg/cm 2 )*0.987cm 2 

= 501.07 kg 


fcir = (fbottom – ftop)*(H-ed)/H + ftop = 149.71 kg/cm 2 

ES = ( 0.5*1.98E+6kg/cm 2 *149.71 kg/cm 2 /347052.8 kg/cm 2 )*0.987cm 2 

= 417.25 kg 

2). Kehilangan gaya prategang (jangka panjang) 

a. Susut (SH) 




Susutnya beton karena waktu akan mengurangi gaya prategang sehingga 

besar kehilangan gaya prategang akibat susutnya beton tersebut dapat dihitung 

dengan persamaan (3.40) 

SH = 8.2E-06*Ksh*Es*(1-0.06*V/S)*(100-RH) 

Dengan : 

Nilai Ksh diambil dari tabel (2.10) 

Ksh = 0.68 (tanpa perawatan lembab) 

RH = 80.0 


V/S = 2.80 Area = 11610 cm 2 Perimeter = 4141.86 cm 

SH = 8.2E-06 * 0.68 * 1.98E+06 * (1-0.06*2.80) * (100-80) 

= 204.11 kg 


V/S = 3.61 Area = 12990 cm 2 Perimeter = 3596.68 cm 

SH = 8.2E-06 * 0.68 * 1.98E+06 * (1-0.06*3.61) * (100-80) 

= 199.93 kg 

b. Creep (CR) 

Rangkak yang terjadi pada beton akibat factor beban dan waktu dapat 

dihitung dengan persamaan (2.39) yaitu: 

CR = Kcr * (Es/Ec) * (fcir-fcds) 

Dengan: 

Kcr = untuk komponen beton pasca tarik nilainya 1.60 




fcir = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja segera setelah transfer 

fcds = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja akibat semua beban mati 

tambahan yang berkerja setelah prategang diberikan 

= (Msd*e) / Ig 

Maka besarnya CR adalah: 


fcds = (Msd*e) / Ig = 36.67 kg/cm 2 

CR = 1.6 * (1.96E+06kg/cm 2 / 347052.8 kg/cm 2 ) * (179.78 kg/cm 2 – 

35.67 kg/cm 2 ) 

= 1276.41 kg 


fcds = (Msd*e) / Ig = 56.22 kg/cm 2 

CR = 1.6 * (1.96E+06kg/cm 2 / 347052.8 kg/cm 2 ) * (149.71 kg/cm 2 – 

56.22 kg/cm 2 ) 

= 833.81 kg 

c. Relaxation (RE) 

Kehilangan gaya prategang akibat relaksasi baja dapat dihitung dengan 

menggunakan persamaan (3.41) 

RE = (Kre-J*(SH+CR+ES))*C 

Dengan: 

Kre = dari tabel (2.11) = 5000 

J = dari tabel (2.11) = 0.04 

C = dari tabel (2.10) 




fpi/fpu = 0.69 

Maka besarnya RE: 


C = dari tabel (2.10) = 0.66 

RE = (5000 – 0.04*(204.11kg + 1276.41kg + 501.07)) * 0.66 

= 179.68 kg 


C = dari tabel (2.10) = 0.53 

RE = (5000 – 0.04*(199.93kg + 833.81kg + 417.25)) * 0.53 

= 155.53 kg 

3). Gaya prategang ditengah bentang 


Jacking force = 96 * 14064.75kg = 1350216.0 kg (75.00 %) 

Initial = 96 * 13095.66 kg = 1257183.2 kg (69.83%) 

Service = 96 * 10934.39 kg = 1049701.8 kg (58.31%) 

Total persentasi kehilangan jangka panjang = 22.26% 


Jacking force = 96 * 13502.16kg = 1296207.4 kg (72.00 %) 

Initial = 96 * 12534.77 kg = 1203337.8 kg (66.84%) 

Service = 96 * 10928.25 kg = 1049112.1 kg (58.27%) 

Total persentasi kehilangan jangka panjang = 19.06% 




4). Gaya prategang efektif 

Prategang efektif = Gaya prategang inisial – kehilangan prategang 

3.2.6. Analisa tegangan 

a. Tegangan saat awal 


Momen akibat berat sendiri ditengah bentang = 400.97 tm 

Pi (Gaya prategang awal) 

e (eksentrisitas) 

Pi * e 

Momen net 

= 1257.183 t 

= - 0.67 m 

= - 842.79 tm 

= - 441.81 tm 

Pi/A = 108.28 kg/cm 2 

Mnet/Wa = -101.81 kg/cm 2 

Mnet/Wb = 95.50 kg/cm 2 

Tegangan awal 

- top (σ t) = -6.47 kg/cm 2 

- bottom (σ b) = 203.78 kg/cm 2 


Momen akibat berat sendiri ditengah bentang 

Pi (Gaya prategang awal) 

e (eksentrisitas) 

Pi * e 

Momen net 

= 443.48 tm 

= 1203.34 t 

= - 0.68 m 

= - 812.43 tm 

= - 368.95 tm 




Pi/A = 92.64 kg/cm 2 

Mnet/Wa = -80.29 kg/cm 2 

Mnet/Wb = 76.09 kg/cm 2 

Tegangan awal 

- top (σ t) = -12.34 kg/cm 2 

- bottom (σ b) = 168.73 kg/cm 2 

b. Tegangan saat transver 


Momen DL + ADL 

P 

P.e 

Momen 1 

Momen 2 

= 694.50 tm 

= 1049.7 t 

= - 703.7 tm 

= - 9.19 tm 

= 407.28 tm 

P/A = 90.41 kg/cm 2 

M1/Wa = -2.12 kg/cm 2 

M1/Wb = 1.99 kg/cm 2 

M2/Wa` = -35.31 kg/cm 2 

M2/Wb` = 62.49 kg/cm 2 

Tegangan saat servis 

- slab (σ s) = 46.94 kg/cm 2 

- top (σ t) = -123.61 kg/cm 2 

- bottom (σ b) = 29.91 kg/cm 2 


Momen DL + ADL 

= 861.47 tm 




P 

P.e 

Momen 1 

Momen 2 

= 1049.11 t 

= - 708.31 tm 

= 153.17 tm 

= 485.91 tm 

P/A = 80.76 kg/cm 2 

M1/Wa = 33.33 kg/cm 2 

M1/Wb = -31.59 kg/cm 2 

M2/Wa` = 35.07 kg/cm 2 

M2/Wb` = -67.55kg/cm 2 

Tegangan saat servis 

- slab (σ s) = 32.78 kg/cm 2 

- top (σ t) = -149.16 kg/cm 2 

- bottom (σ b) = 2.33 kg/cm 2 

Diagram tegangan ditengah bentang 





Pi/A = 108.28 kg/cm2 

M/Wa = -101.81 kg/cm2 

top (s t) = 6.47 kg/cm2 

Pi/A = 108.28 kg/cm2 

M/Wb = 95.50 kg/cm2 

bottom (s b) = 203.78 kg/cm2 

2. Diagram tegangan saat servis 

Pi/A = 90.41 kg/cm2 

M1/Wa = 2.12 kg/cm2 

M2/Wa` = 35.31 kg/cm2 

top (s t) = 123.61 kg/cm2 

Pi/A = 90.41 kg/cm2 

M1/Wb = 1.99 kg/cm2 M2/Wb` = -62.49 kg/cm2 bottom (s b) = 29.91 kg/cm2 





Pi/A = 92.64 kg/cm2 

M/Wa = -80.29 kg/cm2 

top (s t) = 12.34 kg/cm2 

Pi/A = 92.64 kg/cm2 

M/Wb = 76.09 kg/cm2 

bottom (s b) = 168.73 kg/cm2 

2. Diagram tegangan saat servis 

Pi/A = 80.76 kg/cm2 

M1/Wa = 33.33 kg/cm2 M2/Wa` = 35.07 kg/cm2 top (s t) = 149.16 kg/cm2 

Pi/A = 80.76 kg/cm2 

M1/Wb = 31.59 kg/cm2 M2/Wb` = -67.55 kg/cm2 bottom (s b) = 2.33 kg/cm2 

3.3. Prosedur Kerja Stressing 

3.3.1. Pekerjaan Instalasi 

Pemasangan strand mengikuti pekerjaan pembesian balok. Tahapan pekerjaan 

pemasangan strand adalah sebagai berikut : 

1. Pemasangan scaffolding 

2. Pemasangan formwork / bekisting 

3. Pemasangan tulangan memanjang balok 

4. Menentukan ordinat tendon prestress sesuai gambar kerja. Ordinat diukur dari 

dasar bekisting balok ke as tendon atau bagian bawah tendon. Titik ordinat 

tersebut ditandai / marking dengan menggunakan cat atau spidol. 




5. Memasang support bar dengan cara mengikat support bar ke tulangan geser / 

sengkang berdasarkan posisi yang telah dimarking 

6. Menyambung duct sesuai dengan tipe dan panjang tendon yang direncanakan 

dengan menggunakan coupler duct dan cloth tape 

7. Memasukkan duct kedalam tulangan balok, kemudian duct diikat ke support bar 

dengan menggunakan kawat ikat. 

8. Memasang casting pada posisi angkur hidup, sebelumnya casting dipasang 

terlebih dahulu pada box casting yang terbuat dari multiplek 

9. Memasang bursting steel pada posisi angkur hidup dan angkur mati. Bursting 

steel merupakan tambahan penulangan pada saat stressing 

10. Menyambung duct ke casting dengan menggunakan cloth tape. Cloth tape 

berfungsi untuk mencegah masuknya air semen kedalam duct 

11. Memasukkan strand kedalam duct dengan cara menusuk strand satu persatu dari 

arah angkur mati ke arah angkur hidup hingga tercapai jumlah strand sesuai 

dengan rencana. Untuk tendon panjan > 50 meter maka strand dapat dimasukkan 

melalui tengah bentang 

12. Memasang u-plate untuk angkur mati tipe u. Sedangkan untuk angkur mati tipe-h 

dapat langsung dipasang sesuai dengan posisi dalam gambar kerja 

13. Memasang grout vent dan pe grout untuk lubang inlet / outlet saat grouting 

14. Pembuatan stressing pocket (lubang untuk stressing) berdasarkan ukuran dan tipe 

tendon stressing 

15. Inspeksi bersama kontraktor dan konsultan untuk memeriksa ordinat tendon 

prestress dan kelengkapan aksesorisnya 

16. Persetujuan dari kontraktor / konsultan, kemudian pengecoran 




3.3.2. Pekerjaan Stressing 

1. Ijin pelaksanaan stressing dari Main kontraktor dengan dilampiri hasil pengujian 

kuat tekan beton. 

2. Pembongkaran bekisting pada stressing pocket hingga posisi casting terbuka dan 

benar-benar bersih dari sisa-sisa pengecoran 

3. Persiapan peralatan stressing pada titik-titik penarikan dan lampu penerangan jika 

stressing dilakukan pada malam hari atau pada area yang kurang terang 

4. Pemasangan platform stressing dan penggantung jack 

5. Pemasangan anchor block sesuai dengan tipe tendon 

6. Memasang wedges / baji pada lubang-lubang anchor block. Wedges terlebih 

dahulu dilumuri dengan grease / gemuk. 

7. Memasang chair dibelakang anchor block agar posisi wedges bebas pada saat 

penarikan 

8. Stressing jack dipasang dan dirapatkan kearah casting sehingga posisi casting, 

anchor head dan stressing head rapat. 

Gambar 3.12. Pekerjaan persiapan pra stressing 




9. Mempersiapkan form-form pencatatan hasil penarikan, alat tulis dan kalkulator. 

Kemudian menghubungkan hydraulic pump dengan power listrik untuk 

pelaksanaan stressing 

10. Selama stressing dicatat pembacaan manometer dan perpanjangan strand yang 

terjadi pada formulir stressing. 

11. Data yang tercatat dibandingkan dengan perhitungan teoritis dan ada batasan 

bahwa deviasi terhadap teoritis tidak boleh lebih (+) atau kurang (-) dari 7%. 

12. Jika terjadi deviasi kurang dari (-) 7%, maka llangsung diadakan penarikan ulang 

tanpa melepas / menghilangkan gaya yang sudah ada. Dan jika terjadi deviasi 

lebih besar dari (+) 7%, maka hasil stressing akan digambarkan pada sebuah 

grafik untuk melihat penyebab terjadinya penyimpangan tersebut. 

13. Hasil pencatatan stressing akan diserahkan kepada pihak konsultan pengawas 

untuk dievaluasi dan pekerjaan selanjutnya baru dapat dilaksanakan setelah 

pekerjaan stressing disetujui dan diterima oleh pengawas. 

14. Pekerjaan selanjutnya adalah menutup anchor block / barrel dengan adukan 

semen untuk persiapan pekerjaan grouting. 




3.3.3. Stressing Method 

anchor 

anchor head 

baji 

Pemasangan anchor head dan baji drat 

dongkrak 

Penyetelan dongkrak 

Stressing 

Proses pengikatan baji drat 

Gambar 3.13. Metode stressing 




3.3.4. Pekerjaan Grouting 

Grouting adalah proses pengisian rongga udara antara strand dengan duct dan 

rongga pada bagian dalam casting dengan bahan grout. Tujuannya adalah untuk 

menjaga bahaya korosi juga untuk mengikat strand dengan beton disekelilingnya 

menjadi satu kesatuan. Digunakan campuran semen dengan air dan ditambahkan non 

shrinkage additives. 

1. Ijin pelaksanaan grouting 

2. Persiapan material grouting diantaranya semen PC, air bersih dan additive. 

Banyaknya material disesuaikan dengan komposisi yang telah disetujui 

3. Persiapan lubang-lubang inlet dan outlet serta membersihkan jika ada sumbatan 

pada lubang tersebut 

4. Air dimasukkan kedalam mixer, disusul semen PC dan additive kemudian diaduk 

hingga mencapai campuran yang homogen. 

5. Grout pump dihubungkan dengan lubang inlet dengan menggunakan hose dan 

selang grouting 

6. Mortar grouting dipompa kedalam tendon melalui lubang inlet hingga keluar 

melalui lubang outlet benar-benar kental lalu tutup lubang tersebut beberapa saat. 

Gambar 3.14. Proses grouting PC U girder 




7. Setelah tekanan pada manometer grout pump mencapai 5 Mpa, tekuk PE grout 

pada lubang inlet dan ikat dengan kawat ikat sehingga rapat 

8. Setelah hasil grouting diterima maka strand pada stressing lenght dapat dipotong 

setelah 12 jam 

Gambar 3.15. Pemotongan kabel strand 

3.4. Prosedur Kerja Erection Girder 

Erection PC U Girder dengan menggunakan sistem Portal Hoise merupakan 

pengembangan dari sistem Mobile Crane, dimana karena faktor lokasi dan juga biaya 

pelaksanaan maka untuk mengatasinya dengan cara membuat peralatan pengganti 

Mobile Crane. Langkah-langkah untuk melaksanakan pekerjaan erection PC U 

Girder dengan sistem portal hoise adalah sebagai berikut : 

2.6.4. Sistem erection PC U Girder 

Sistem erection PC U Girder dilakukan dengan mengangkat girder ke atas 

pier jembatan layang dengan mengunakan portal hoise. 




Gambar 3.16. Model portal hoise 




2.6.5. Pemasangan Portal Hoise 

1. Memasang kaki portal diaspal atau ditanah dengan diberi alas pondasi dengan 

tinggi serta lebar portal disesuaikan dengan ukuran jembatan layang 

2. Mesin gantry pengangkat memakai roda trolly dipasang diatas portal untuk 

pengangkatan dan penggeseran girder 

3. Pemasangan portal dilakukan oleh subkon pembuat portal hoise, hingga siap 

difungsikan. 

4. Portal hoise crane bisa bergerak ke arah memanjang dan arah melintang jalan. 

5. Jarak Hoise crane terhadap pilar menyesuaikan titik angkat girder. Posisi portal 

masing-masing berada diatas titik angkat girder. 

3.4.3. Pengangkatan girder memakai gantry crane 

1. Sling angkat mesin gantry crane dikaitkan ke titik angkat girder 

2. Mesin gantry crane dengan tenaga motor elektrik mengangkat girder keatas pier 

sampai posisi girder sejajar dengan tinggi pier 

3. Pengangkatan girder dilakukan pelan-pelan, dilihat ketepatan posisinya. 

4. Pengangkatan ujung-ujung girder secara bersamaan. 

5. Pengangkatan girder sesuai urutan pengangkatan. 

Gambar 3.17. Pengangkatan balok PC U girder 




3.4.4. Menggeser girder dan menempatkan ke posisi dudukannya 

1. Trolly Gantry crane dengan tenaga motor elektrik berjalan membawa girder 

keatas pier 

2. Girder digeser sampai pada posisi letaknya 

3. Memastikan posisi girder sudah tepat pada letaknya 

4. Lantai dudukan bearing harus benar-benar rata 

5. Memasang bearing pad harus sesuai dengan tanda yang telah dibuat 

6. Girder diturunkan pelan-pelan dan dilihat ketepatan posisinya 

Gambar 3.18. Proses penggeseran balok PC U girder ketempatnya 

3.4.5. Finishing dengan memasang brussing pengaman girder 

1. Mengontrol ulang untuk memastikan letak serta posisi girder terpasang dengan 

sempurna 

2. Jika dirasa pemasangan girder sudah benar-benar sempurna maka dapat dipasang 

pengaman brussing dengan menggunakan besi beton dilas antara back wall 

dengan shear konektor. 




3.4.6. Pemindahan alat ke pier / pilar selanjutnya 

1. Menggeser portal hoise ke posisi antar pilar yang selanjutnya akan dilakukan 

pekerjaan erection 

2. Melakukan proses erection dari awal kembali untuk pekerjaan erection pilar 

selanjutnya 

Pelaksanaan pekerjaan erection di FO Amplas harus direncanakan dengan baik 

sehingga berjalan dengan lancar dan aman. Dari step pekerjaan yang telah dijelaskan 

diatas, maka pekerjaan erection PC U Girder pada proyek FO Amplas dilaksanakan 

secara 2 tahap, yaitu : 

1. Pengangkatan PC U Girder sebelah Utara 

2. Pengangkatan PC U Girder sebelah Selatan 

Pelaksanaan erection yang dilakukan dengan 2 tahap berfungsi agar lalu 

lintas kendaraan tidak terganggu, oleh karena bentang portal hoise crane yang besar 

dan menggunakan jalan sebagai tumpuannya. 

Portal erection 

Jalur selatan 

Jalur utara 

Stok girder 

Gambar 3.19. Perletakan portal hoise crane sesuai kondisi aktual 




Pengaturan letak balok girder untuk pekerjaan erection PC U Girder pada 

tahap 1 sebelah utara dapat dilihat pada gambar 3.20 

Gambar 3.20. Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan 

Stok U Girder direncanakan setengah ditempatkan di sebelah utara yaitu G3 

tengah dan G4 tepi, setengah lagi ditempatkan di sebelah selatan yaitu G1 tepi dan 

G2 tengah. Perletakan girder dibawah pier head untuk mengoptimalkan ruang yang 

dipakai. Setelah tahap persiapan telah selesai maka pelaksanaan pekerjaan erection 

PC U girder dapat dilaksanakan sebagai berikut : 




a. Tahap 1 Pengangkatan PC U Girder sebelah utara 

1 2 

3 4 

Gambar 3.21a. Pengangkatan U Girder tahap 1 




5 6 

7 8 

Gambar 3.21b. Pengangkatan U Girder tahap 1 

Pada pelaksanaan pekerjaan erection tahap 1 ini portal hoise diletakkan 

diantara pier head yang akan dierection dan diletakkan lebih ke utara untuk 

mengangkat girder yang berada disebelah utara. Mesin gantry digerakkan hingga 

berada diatas U girder yang akan diangkat yaitu bentang tengah yang berada di tepi 

stock girder (G3). Setelah dipasang sling angkat kemudian girder diangkat untuk 

digeser keluar dari bawah pier head dan diangkat hingga melampaui tinggi pier head. 

Kemudian girder yang diangkat digeser dengan mesin gantry ke posisi dudukannya 




yaitu bentang tengah. Setelah girder berada diposisinya dan telah aman, maka 

dilanjutkan untuk mengangkat girder ke dua untuk bentang tepi utara (G4) dengan 

langkah yang sama. 

b. Tahap 2 Pengangkatan PC U Girder sebelah selatan 

Pada pelaksanaan pengangkatan girder tahap 2 di sebelah selatan, maka jalur lalu 

lintas kendaraan harus diatur sesuai rencana agar pelaksanaan pekerjaan erection 

dapat berjalan dengan lancar, selain itu juga agar lalu lintas lancar dan aman. 

Setelah persiapan telah selesai dilanjutkan pelaksanakan erection U girder 

tahap 2 sebelah selatan, yaitu sebagai berikut : 

1 2 

Gambar 3.22a. Pengangkatan U Girder tahap 2 




3 4 

5 6 

7 8 

Gambar 3.22b. Pengangkatan U Girder tahap 2 




9 

Gambar 3.22c. Pengangkatan U Girder tahap 2 

Pada pelaksanaan pekerjaan erection tahap 2 ini portal hoise yang berada 

diutara digeser ke selatan untuk mengangkat U girder sebelah selatan. Mesin gantry 

digerakkan hingga berada diatas U girder yang akan diangkat yaitu bentang tengah 

yang berada di tepi stock girder (G2). Setelah dipasang sling angkat kemudian girder 

diangkat untuk digeser keluar dari bawah pier head dan diangkat hingga melampaui 

tinggi pier head. Kemudian girder yang diangkat digeser dengan mesin gantry ke 

posisi dudukannya yaitu bentang tengah. Setelah girder berada diposisinya dan telah 

aman, maka dilanjutkan untuk mengangkat girder ke dua untuk bentang tepi utara 

(G1) dengan langkah yang sama. 

Setelah semua U girder pada bentang yang dierection telah selesai maka 

dilanjutkan untuk erection pada pilar-pilar yang lain selanjutnya dengan 

menggerakkan atau menggeser portal hoise ke pilar yang akan dierection 

selanjutnya. 




Gambar 3.23. Perpindahan portal hoise menuju bentang lain 

1 2 

3 4 

5 

Gambar 3.24. Proses erection U Girder tampak dari samping 




3.5. Pembahasan 

Pembangunan proyek Flyover Amplas merupakan pembangunan Flyover kedua 

setelah Flyover Pulo Brayan di kota Medan. Kondisi kota Medan yang masih 

terbilang tertinggal untuk masalah infra struktur jalan dibandingkan dengan kota 

besar lain di Indonesia membuat kemunculan hal-hal baru dalam proyek terasa asing 

bahkan ditelinga sebagian masyarakat awam di kota ini. 

Proses pembangunan Flyover ini cukup membuat banyak gangguan dalam 

perjalanan. Lebar badan jalan yang menyempit dengan kondisi badan jalan rusak 

parah membuat para pegguna jalan harus rela antre berjam-jam untuk melewati 

peggalan jalan ini. 

Gambar 3.25. Kondisi lokasi kerja proyek Flyover Amplas 

Kondisi ruang yang ada dilokasi proyek yang terbatas disebabkan oleh lahan 

yang belum bebas dengan volume lalu lintas yang tinggi tanpa ada jalan alternatif 

lain. Diperkirakan ruang yang ada dilokasi proyek untuk melakukan pekerjaan 




erection PC U Girder adalah 600 – 800 m 2 antar Pier Head. Sehingga diperlukan 

metode erection yang optimal dalam penggunaan ruang. 

Beberapa pekerjaan penting dalam lingkup pekerjaan pembangunan flyover ini 

semakin menambah panjangnya antre-an kendaraan. Pekerjaan erection girder 

misalnya, untuk pelaksanaan pekerjaan ini diperlukan lahan yang tidak kecil. 

Pekerjaan Erection PC U Girder merupakan pekerjaan untuk menempatkan balokbalok 

U Girder ke Pier Head. Proyek ini merupakan proyek pertama di Medan yang 

menggunakan U Girder sebagai balok / beam 

Metode untuk melakukan pekerjaan erection PC U Girder ini bermacam-macam 

beberapa diantaranya yaitu metode launcher, metode portal hoise / gantry crane, dan 

metode mobile crane. Metode erection tersebut masing-masing memiliki keuntungan 

dan kelemahan baik dari segi cost, quality dan time. Pada proyek Flyover Amplas 

digunakan metode erection dengan portal hoise. 

Namun, proses panjang ini bertujuan akhir yang sangat masyarakat kota medan 

harapkan, dengan terselesaikannya jembatan ini maka lalu-lintas di persimpangan 

Amplas tidak lagi pada seperti dahulu. Pengguna jalan yang tidak perlu ke terminal 

terpadu Amplas dapat menggunakan jembatan ini untuk langsung menuju jalan tol 

misalnya. 

3.5.1. Alasan pemilihan PC U Girder 

Precast Concrete U girder merupakan desain bentuk girder yang masih baru 

digunakan pada bangunan structural jembatan di Indonesia. Girder bentuk U ini 

masih jarang dijumpai dikota-kota besar di Indonesia, di Jakarta jumlah flyover yang 

menggunakan bentu U sebagai girder juga masih 1 unit. 




Pada dasarnya perencanaan pemilihan bentu U sebagai bentuk girder merupakan 

kuasa mutlak perencana (dalam proyek ini konsulta perencana adalah Departemen 

Pekerjaan Umum). Dari perencana diketahui pemilihan bentuk U ini hanya 

merupakan pertimbangan dari segi estetika, namun setelah dilakukan penelitian 

terhadap bentuk lain ternyata ada beberapa pertimbangan sehingga bentuk U yang 

digunakan dalam proyek ini. Untuk itu perlu diketahui profil bentuk girder yang 

biasa digunakan pada flyover. 

3.5.1.1. Steel Girder 

Steel girder merupakan girder dari bahan baja yang biasanya digunakan sebagai 

girder pada daerah yang tidak dimungkinkan menggunakan girder concrete. 

Girder steel jarang digunakan karena selain mengeluarkan biaya pelaksanaan 

pemasangan, baja juga memerlukan biaya selama perawatan dan belum termasuk 

biaya galvanis. Untuk pekerjaan galvanis baja, campuran yang baik adalah 

dengan proses hot dep galvanish. Cara ini lebih tahan lama mengantisipasai 

korosi dibanding dengan cold dep galvanish. 

Namun untuk daerah kerja yang tidak memungkinkan dilakukan pekerjaan girder 

beton seperti pada persimpangan padat lalu-lintas dengan lalu-lintas yang tidak 

mungkin untuk dialihkan untuk pkerjaan erection, atau daerah tengah laut, maka 

steel girder merupakan alternatif akhir yang dapat diambil. 




3.5.1.2. Concrete Girder 

a. PC Voided Slab 

Precast Concrete Voided slab merupakan girder flyover yang menggabungkan 

fungsi girder sekaligus slab. Girder jenis ini biasanya digunakan pada jembatan 

berbentang pendek. Dalam spesifikasi produksi diterangkan bahwa bentang 

terpanjang untuk girder jenis ini adalah tidak lebih dari 17 m dengan mutu beton 

800 kg/cm2. 

Girder jenis ini tidak mungkin digunakan pada proyek FO Amplas, bentang 

terkecil girder yang dibutuhkan pada proyek ini adalah 31.9 m. 

b. Box girder 

Gambar 3.26. PC Voided Slab 

Box girder merupakan bentuk girder yang paling baik untuk pekerjaan flyover, 

karena box girder memiliki keuntungan unik tersendiri dari bentuk girder lainnya. 

Box girder dalam spesifikasi produksi tidak memiliki batasan panjang bentang. 

Dalam proses tahapan pekerjaan, box girder terlebih dahulu mengalami proses 

erection, dan diangkat per-segmental. Proses stressing dilakukan setelah tahapan 

erection. Stressing dibagi dalam tiga tahapan: 

a). Tahapan pertama adalah stressing pengikatan, tujuannya agar girder tidak 

terlepas dari pier head setelah proses erection. 




). Tahapan kedua adalah stressing pemberian beban kerja pada beban prategang. 

Pada tahapan ini proses stressing berfungsi juga sebagai pengikat antar 

segmen box girder, dan beban kerja yang diberikan merupakan beban kerja 

sebagian. 

c). Tahapan ketiga adalah stressing pemberian beban kerja penuh. Pada tahap inilah 

beban kerja penuh diperhitungkan sekaligus mengikat seluruh segmen 

box girder per delatasi rencana. 

Box girder sengaja dirancang mampu memikul lebar slab hingga 3 (tiga) kali 

lebar pier head. Sayap atas box girder mampu memiliki lebar hingga 2 (dua) kali 

lebar tutup box. Kondisi ini membuat pekerjaan pengecoran slab tidak 

memerlukan perancah sehingga tidak mengganggu lalu-lintas dibawahnya. 

Bentuk box girder cukup memenuhi nilai estetika pada bangunan flyover 

sehingga penggunaannya mampu menambah keindahan kota, bahkan pada satu 

kota di Indonesia telah menjadikan flyover dengan girder ini menjadi icon baru 

kota tersebut. 

Namun bentuk box girder yang sangat besar membuat pekerjaan pemindahan 

girder dari pabrik (tidak mungkin cast in place) menjadi sangat rumit. Diperlukan 

suatu kendaraan khusus pengangkat girder yang kendaraan tersebut tidak tersedia 

dikota Medan. Jika-pun ada, maka proses pemindahan saat girder dalam 

perjalanan juga akan membuat masalah lalu-lintas (macet) dikarenakan 

kendaraan tersebut sangat panjang dan lambat. 

Selai itu pekerjaan erection box girder memerlukan helpping support yang 

pembuatannya memerlukan biaya cukup mahal. Kostruksi helpping support 

berupa konstruksi portal baja dan hoise yang saat proses erection diperlukan juga 




antuan mobile/crawl crane. Penggunaan alat-alat tersebut tentu meningkatkan 

biaya erection girder. 

c. PC I girder 

Gambar 3.27. Concrete Box girder 

Precas Concrete I girder merupakan bentuk yang paling banyak digunakan untuk 

pekerjaan balok flyover. Di kota Medan PC I girder digunakan sebagai beam 

pada flyover Pulo Brayan. Di flyover Amplas PC I girder mungkin untuk 

digunakan sebagai beam jembatan. 

Profil PC I girder berbentuk penampang I dengan penampang bagian tengah lebih 

langsing dari bagian pinggirnya. Penampang I memiliki bentuk ber-inersia besar, 

sehingga biasanya (dari hasil analisa) merupakan penampang yang ekonomis. 

PC I girder juga memiliki berat sendiri yang relatif lebih ringan per unitnya. 

Dapat dilihat secara visual bahwa bentuk penampanya jauh lebih kecil dibanding 

dengan PC U girder. Berat per unit girder berpengaruh besar pada metode 

pekerjaan perlakuan terhadap girder. Mungkin untuk pekerjaan stressing PC I 

girder juga memerlukan sistem post-tension, tetapi untuk pekerjaan erection tidak 

hanya dengan portal hoise juga mobile crane dapat digunakan sebagai alat 

erection. Berat sendiri PC I girder untuk tinggi penampang sama tidak lebih dari 




80 ton, mobile crane kapasitas 50 ton cukup untuk digunakan dalam proses 

erection girder. 

Harga per-unit PC I girder lebih murah dari harga per-unit PC U girder. Hal ini 

dikarenakan proses produksi yang dilakukan untuk PC I girder memiliki tingkat 

kesukaran rendah, dan volume beton yang tidak terlalu banyak (dibanding 

dengan bentuk lain dengan lebar bentang yang sama). Namun karena lebarnya 

yang cukup kecil maka harus digunakan jumlah unit yang banyak disetiap lebar 

pier ke pier. Untuk proyek FO Amplas, jika digunakan PC U girder berjumlah 4 

(empat) unit maka untuk lebar pier ke pier yang sama diperlukan 8 (delapan) unit 

PC I girder. 

Bentuk PC I girder yang langsing akan sangat berbahaya jika bentang-nya besar. 

Biasanya PC I girder ideal digunakan untuk bentang hingga 20m. PC I girder 

dengan bentang lebih dari itu sangat ber-resiko baik saat proses setting stressing 

maupun erection girder. Pada FO Amplas bentang girder terkecil 31.9 m, jika 

digunakan PC I girder bentang 31.9 m maka saat proses setting untuk stressing 

girder segmental I akan mudah terguling dan patah. Pengangkatan PC I girder 

yang telah di-stressing ber-resiko besar untuk terguling dan atau patah saat proses 

erection. Setelah duduk di atas bearing pad-pun harus diberi breasing yang kuat 

antara unit per unit agar tidak terguling. 

Selain alasan teknis diatas, bentuk ini cukup kaku dan kurang memenuhi unsur 

estetika yang juga diperlukan dalam perencanaan untuk menambah keindahan 

penampilan kota. 




Gambar 3.28. PC I Girder 

d. PC U girder 

Bentuk PC U girder adalah bentuk/konsep baru yang mulai dipopulerkan 

belakangan ini. Precast Concrete U Girder belum banyak digunakan sebagai 

beam girder flyover. Di kota Medan baru FO Amplas yang menggunakan PC U 

sebagai girder, di Jakarta juga baru 1 (satu) flyover yang menggunakan bentuk 

ini. 

PC U merupakan modifikasi bentuk box girder dalam bentuk dan ukuran yang 

lebih kecil. Tidak seperti PC I girder yang langsing, PC U memiliki bentuk badan 

yang lebih lebar namun pada bagian tengah bentang penampangnya juga cukup 

langsing (untuk tinggi yang sama dengan I girder). 

Menurut spesifikasi produksi girder bahwa PC U masih ideal diproduksi hingga 

bentang 42 m. Bentang pier ke pier pada proyek FO Amplas minimum 31.9 m 

masih ideal untuk dproduksi. Proses pekerjaan produksi yang jauh lebih rumit 

dan jumlah volume beton yang banyak menjadikan harga PC U girder lebih 

mahal dibandingakan PC I girder per-unit-nya. 

Lebar PC U yang telah di rencanakan tidak langsing menyebabkan jumlah PC U 

yang digunakan lebih sedikit jumlahnya dari pada PC I girder (hemat hingga 50% 




uit PC I girder). Karena bentuk dan ukurannya yang lebih besar maka berat 

sendiri per unit-nya juga lebih besar dari PC I girder. 

Pada proses setting pra stressing, PC U girder lebih aman dari PC I. Karena 

luasan sentuhnya lebih besar maka kecil kemungkinan PC U girder untuk 

terguling. Dan saat setelah girder telah memduduki bearing pad, breasing 

pengaman dapat dibuat hanya pada lokasi tertentu saja. Mobilisasi dari pabri 

produksi bentu U girder terbilang mudah. Girder segmental dapat diangkat oleh 

kontainer dan diturunkan oleh gantri angkat. 

Bentuk PC U yang mirip dengan box girder cukup memenuhi nilai estetika 

jembatan jika dibandingak dengan PC I yang kaku dan terlalu tegas, sehingga 

dengan penggunaan PC U sebagai beam pada FO Amplas diharap dapat 

meningkatkan keindahan kota Medan. 

Seperti dijelaskan pada PC I girder, maka berat sendiri PC U girder yang 

mencapai 135 ton per unit-nya membuat pemilihan metode kerja erection girder 

lebih teliti. Penggunaan mobile crane tentu tidak mungkin karena diperlukan 

mobile crane kapasitas 150 ton yang armada-nya tidak tersedia dikota Medan. 

Penggunaan portal dan hoise harus dengan portal termodifikasi. Selain itu proses 

erection yang dilakukan memakan waktu lebih lama dibandingkan dengan PC I 

girder. 

FO Amplas memerlukan konstruksi girder yang mampu memenuhi beban 

rencana jembatan, efektif dalam pekerjaan dengan resiko pelaksanaan minimum, 

ekonomis, namun tetap memenuhi nilai-nilai estetika bangunan struktural. Setelah 

membandingkan kelima bentuk dan jenis girder diatas maka PC U girder sangat 




efektif dan efisien penggunaanya untuk kondisi aktual lapangan yang diharapkan FO 

Amplas. 

3.5.2. Stressing metode post-tension oleh VSL 

Sistim penarikan post tension dilakukan karena pertimbangan banyak hal, yaitu: 

a. Lokasi kerja 

Seperti yang telah dibahas pada sub bab yang lalu bahwa lokasi kerja pada 

proyek ini amatlah terbatas. Pekerjaan penarikan pre tension memerlukan lokasi 

pengecoran ditempat yang luas. Kalau-pun dilakukan dipabrik, pasti akan sangat 

susah dalam mobilisasi mengingat panjang bentang girder minimum 31.9m. Jika 

melihat kondisi lokasi kerja seperti ini, maka system penarikan yang paling 

sesuai adalah system penarikan post tension 

b. Posisi tendon 

Dalam perhitungan dasar telah terlihat bahwa tendon direncanakan berbentuk 

melengkung dengan persamaan parabola tendon tertentu. Bentuk ini harus 

dilaksanakan sesuai dengan rencana tanpa boleh berubah. Pekerjaan penarikan 

pre tension akan sulit mencapai bentuk tendon parabola. Dalam pelaksanaannya 

penarikan system pre tension akan menghasilkan bentuk tendon yang lurus. 

Dengan penggunaan system penarikan post tension maka bentuk tendon dapat 

distel pada saat pra pengecoran girder, sehingga bentuk tendon rencana dapat 

dicapai. Jadi berdasarkan bentuk tendon-nya cara penarikan yang lebih sesuai 

untuk proyek ini adalah system penarikan post tension 




c. Kemudahan peaksanaan 

Dalam proses pengerjaan penarikan post tension, proses penarikan dapat 

dilakukan di lokasi proyek, dan proses stressing dapat dilakukan tepat dibawah 

lokasi kerja akan dilakukan erection girder tersebut. Artinya mobilisasi girder 

yang telah selesai distressing tidak diperlukan (kecuali stressing tidak dilakukan 

dekat lokasi erection) dan akan lebih mudah saat akan dilakukan erection girder. 

Namun jika penarikan dilakukan secara pre tension, maka pasca penarikan dan 

pengecoran harus memobilisaasi girder dari tempat yang jauh (dari tempat 

pabrikasi) yang tentu akan memerlukan cost yang besar pula. 

Peroses stressing dilakukan oleh VSL (Vorspann System Losinger) dengan 

menggunakan metode Vorspann. Ada tiga metode stressing, yaitu: 

a. Dickerhoff & Widmann AG (DYWIDAG-strand prestressing method) 

b. SUSPA span beton GmbH (BBRV-SUSPA EX-30 to EX-60) 

c. VORSPANN-TECHNIK GmbH (strand prestressing method VT-CMM D) 

Dari ketiga metode prestressing diatas, ada beberapa perusahaan yang 

menggunakannya sebagai metode kerja yaitu: 

a. Freyssinet (DYWIDAG) 

Freyssinet menggunakan standart kerja DYWIDAG dalam DSI (DYWIDAG 

System Internasional). Bagi DSI ini yang paling penting adalah propertis 

mekanik strand harus sama baiknya dengan perlindungan terhadap korosi strand 

tersebut, sehingga DSI melapisi strand-nya dengan bahan pelindung yang dikenal 

dengan nama Epoxi Coated Strand. Pemberian bahan coat (coating) pada strand 

tidak mempengaruhi kapasitas dan efisiensi pengangkurannya. Dan untuk duct, 




digunakan polythylene (PE) atau polypropylene (PP) sebagai bahan coat agar 

terlindung dari karat. 

Strand yang digunakan sesuai standart ASTM A 416 dan standart perhitungan 

gaya mengacu pada ASTM, AASHTO, BS, Eurocode, DIN, Austrian Code, SIA, 

FIP, EOTA. 

Gambar 3.29. Bahan pelapis duct DSI [DSI.com] 

Angker hidup dengan dua bagian ditarik diutamakan penggunaannya pada tendon 

longitudinal pada balok dan jembatan. Piringan baji dan badan konik angker 

selalu terrencana dengan tiga beban transfer mengenalkan gaya prestress secara 

kontiniu kepada strand dengan luasan medan minimal. Separasi angker dan 

piringan baji memungkinkan untuk memasukkan strand setelah pengecoran 

beton. Pusat piringan baji pada angker, dirakit dan diinstalasi secara konsisten 

setara dengan penegangan tanpa kesalahan. 

Gambar 3.30. Angker multi strand DSI [DSI.com] 




Multiplane Anchorage MA 

stressing anchorage 

dead end anchorage 

accessible 

not accessible 

yes yes yes 

coupling 

ultimate load [kips/kN] 

from 

to 

yes 287/1,302 2,168/9,644 

pocket former for each anchorage system on request 

Tabel 3.14. Angker multi strand DSI [DSI.com] 

Angker mati terutama digunakan pada tendon prefabrikasi, juga mungkin untuk 

merakit angker ini ditempat. Strand berubah bentuk plastik untuk memastikan 

keamanan beban transfer diatas kapasitas ultimate pada daerah kepala lekat, telah 

terbukti aplikasi pada saat statis sebaik saat dinamik. Tergantung syarat batas, 

bentuk flat atau kepala lekatan angker yang sangat besar juga tersedia. 

Gambar 3.31. Dead end anchor (angker mati) DSI [DSI.com] 




Bond Head Anchorage ZF/ZR 

stressing anchorage 

dead end anchorage 

accessible 

not accessible 

no no yes 

coupling 

ultimate load (0.5) [kips/kN] 

from 

to 

no 41.3/184 1,115/4,961 

coupling 

ultimate load (0.6) [kips/kN] 

from 

to 

no 58.6/261 1,582/7,037 

Tabel 3.15. Dead end anchor DSI [DSI.com] 

Instalasi 

DSI membagi dua metode memasukkan strand ke-duct-nya. Kedua metode 

tersebut dibagi berdasarkan pada kondisi akses struktur dan kondisi kerja 

a) Pushing 

Pushing (mendorong) strand kedalam duct pada lokasi kerja merupakan 

cara yang paling ekonomis dan dapat dilakukan sebelum dan sesudah 

pengecoran beton. Peralatan pushing dapat menginstalasi dengan 

dikendalikan oleh remote disertai pipa penghubung fleksibel pada titik 

pemasukan strand. Kecepatan alat ini cukup tinggi mencapai 8m/s dan 

membutuhkan lebih sedikit pekerja. 




Gambar 3.32. Alat pendorong kabel strand DSI [DSI.com] 

b) Pulling 

Metode Pulling merupakan metode paling efektif pada struktur tertentu, 

contohnya jika tulangan angker digunakan. Pada banyak kasus bundel 

masuk strand ditarik kedalam duct dengan menggunakan mesin derek 

bersama kabel baja 

Gambar 3.33. Proses penarikan baja strand DSI [DSI.com] 

c) Pre-Assemble Tendon 

Proses fabrikasi tendon yang tersedia dalam bentuk kemasan koil akan lebih 

ekonomis ketika tendon yang diperlukan itu pendek-pendek dan lokasi kerja 

dekat. Kemasan uncoil dan mesin derek hidraulik digunakan untuk 

mendukung pekerjaan instalasi metode ini. 




Stressing 

DSI telah mengembangkan alat dongkrak dan pompa hidraulik dari yang 

standart ke alat yang lebih efisien dan ekonomis penggunaan tegangan setiap 

tendon. Pompa DSI mampu menyesuaikan ukuran dan tegangan yang diberikan 

terhadap berbagai ukuran tendon yang ditarik. Dongkrak DSI merupakan 

dngkrak yang canggih. Didalamya terdapat budel dalam dengan pengikatan 

otomatis terhadap apa yang akan ia tarik yang akan menahan strand tetap dalam 

dongkrak. 

Monostrand Jack Tensa 4,800/6,800/8,600 HoZ 3,000/4,000 

Gambar 3.34. Dongkrak hidraulik DSI [DSI.com] 

jack type 59 … (0.5”) 01 02 03 04 05 06 07 08 09 12 15 19 27 37 

Mono 0.6 

HoZ 950 

HoZ 1,700 

HoZ 3,000 

HoZ 4,000 

Tensa 260 

Tensa 3,000 

Tensa 4,800 

Tensa 6,800 

Tensa 8,600 

Tabel 3.16. Dongkrak hidraulik DSI [DSI.com] 

Untuk penggunaan hydraulic jack keperluan seperti pada proyek FO Amplas 

(Strand 12 d 0.5”) adalah dimulai dari HoZ 3000 




Grouting 

DSI mengembangkan teknologi grouting dasar menjadi thixotropic dan grouting 

plastisitas tinggi dan bahan gruting tahan lama. DSI memiliki 3 metode kerja 

grouting yaitu pressure grouting, post-grouting dan vacuum grouting. 

Kesimpulan 

Freyssinet dan DSI memiliki alat dan metode kerja stressing post-tension sangat 

canggih, namun Freyssinet dan DSI belum memiliki kantor cabang di Indonesia. 

b. BBRV (SUSPA-BBR) 

Sistem post-tension kabel strand metode BBRV merupakan metode yang paling 

tua diantara ketiga metode diatas. Penarikan paralel kabel strand sistem posttension 

telah dikembangkan oleh BBR pada 1944 dan masih terus dikembangkan 

hingga sekarang. Kabel strand berkekuatan tinggi diangkerkan secara individual 

oleh alat BBR buttonheads. 

Strand paralel yang mampu ditarik untuk proses post-tension oleh BBR mulai 

dari 14, 22, 31, hingga 102 strand dengan diameter 7mm kabel. Ukuran tendon 

dengan jumlah lain dari standart dapat dibuat dengan memodifikasi ukuran 

standart-nya. Untuk ukuran tendon yang lebih besar juga dapat disediakan 

sewaktu-waktu. Kabel BBR diproduksi sendiri oleh pabrik BBR. 

BBR juga memiliki angker aktif (angker hidup) dan angker pasif (angker mati) 

dengan tipe yang berbeda-beda. BBR memiliki dua jenis angker yatu angker 

untuk pekerjaan post tension, buttonheads sebaga angker mati dan angker hidup. 

Namun berbeda dengan kepala angker mati biasa, pada BBR buttonheads kabel 

telah menetap pada compact anchor head. 




Gambar 3.35. Buttonheads BBR [BBRV.com] 

BBRV tidak memiliki kantor cabang di Indonesia, sehingga untuk penggunaan 

metode ini di Indonesia sangat sulit. Selain itu material pekerjaan prestrssing 

post-tension sulit didapat jika tidak ada pabrik BBR dinegara itu, hal ini 

dikarenakan BBR menggunakan material yang diproduksi-nya sendiri. 

c. VSL (VORSPANN) 

VSL menggunakan sistem Vorspann yang dikembangkan sejak lebih dari 50 

tahun yang lalu sejak tahun 1956. VSL memberi solusi dalam pekerjaan 

penegangan kabel, mampu memberi sistem modern namun tetap dengan biaya 

efektif pada teknologi konstruksi. 

Teknologi VSL pada prinsip post-tension menghasilkan tegangan berkualitas 

baik pada struktur, dan mungkin dapat menjadi bagian yang dapat berkerja 

optimal dengan penggunaan yang efisien jika pengontrolan terhadap deformasi 

besarnya dibawah kondisi servis. VSL menggunakan strand standart nasional 

dan internasional, dan strand yang digunakan VSL mudah didapat dipasaran 

negara tempat terlaksananya pekerjaan. 

Untuk mencapai keberhasilan pekerjaan, VSL telah membuat kebijakan mengejar 

pergerakan, kekuatan, kombinasi dan pemusatan QSE (Quality, Safety, 




Environment) selemama betahun-tahun. VSL memiliki komite khusus yang fokus 

mengevaluasi program tersebut. VSL juga menjaga kualitas dan keselamatan saat 

kerja 

Tipe Angker VSL 

a) Angker mati 

Lubang grouting 

duct 

Gigi baji 

Cast-in angker tipe Sc 

Angker blok 

Gambar 3.36. Angker hidup VSL [vslin.com] 

b) Angker mati 

Lubang grouting 

Seal 

Duct 

Spacer 

Gambar 3.37. Dead end (angker mati) VSL [vslin.com] 

Karakteristik VSL multristrand system: 

- Dapat menarik hingga lebih dari 55 diam 0.5” atau 0.6” strand 




- Angker berbentuk lebar 

- Duct baja dan plastik dari PT-PLUS (R) 

- VSL HPIR grout atau bahan grouting lainnya 

- Tendon diproduksi oleh pabrik 

- Untuk jangka panjang tidak diperlukan penentuan tendon panjang 

- Gabungan strand dalam satu tendon dikunci tiap strand-nya pada tiap titik 

pengangkeran 

- Stressing dilaksanakan dalam beberapa tahapan 

- Peralatan sederhana namun terpercaya 

Instalasi 

Seperti halnya pada DSI, VSL juga membagi dua metode memasukkan strand 

ke-duct-nya. Kedua metode tersebut dibagi berdasarkan pada kondisi akses 

struktur dan kondisi kerja 

d) Pushing 

Pushing strand kedalam inlet strand pada VSL dengan menggunakan 

tenaga manusia dan mesin. Pada beberapa VSL dinegara lain (German, 

Austria, dll) pushing strand telah menggunakan mesin. Namun masih 

banyak VSL dinegara lain seperti Indonesia yang menggunakan tenaga 

manusia untuk pekerjaan pushing strand. 

e) Pulling 

Untuk pekerjaan tertentu yang memerlukan penarikan strand untuk 

instalasi, metode pulling digunakan. Pekerjaan ini memerlukan mesin derek 

untuk keperluan penarikan 




f) Pre-Assemble Tendon 

Pada VSL, pre-assemble dicapai dengan pemotongan kabel tendon pada 

koil. 

Pada penggunaan konvensional, VSL menggunakan duct baja ulir dengan tebal 

minimum 0.25 mm walaupun sistem VSL PT-PLUS (R) dengan duct plastik ulir 

dan plastik coupler dapat memberi keuntungan penting. Untuk pekerjaan yang 

menuntut perlindungan terhadap bahaya korosi dan atau perlawanan bahaya fatiq 

tendon, digunakan duct plastik. Steel duct telah diberi pelapis anti karat super, 

dan duct plastik menghilangkan fatiq akibat gesekan strand dengan duct. 

Stressing 

Yang unik dari proses stressing VSL adalah prosedur penguncian otomatis baji 

strand. Baji akan selalu berada didalam contact bersama strand selama proses 

stressing, dan ketika jack dilepas maka baji akan secara otomatis terkunci pada 

lubang konik kepala angker. 

Dongkrak hidraulik VSL terbagi 3 (tiga) jenis yang masing masing memiliki 

spesifikasi berbeda. Seperti halnya jack DSI, jack VSL juga memiliki 

kemampuan untuk menyesuaikan inlet jack dengan strand yang akan ditarinya. 

Gambar 3.38. Dongkrak hidraulik VSL [vslin.com] 




Grouting 

Untuk menghasilkan grouting kualitas tinggi harus, unsur pencampuran bahan 

kimia grouting yang baik dan metode kerja grouting sangat mempengaruhi. VSL 

menggunakan kombinasi mixer dan pompa dengan pengontrol kualitas grouting. 

Kesimpulan 

Sistem penarikan strand oleh VSL 

secara post-tension memiliki alat 

berteknologi tinggi dan metode kerja yang baik, kantor cabang di Indonesia-pun 

ada. Hal ini menjadi pertimbangan kuat pemilihan VSL sebagai perusahaan yang 

memberikan jasa prestress pada FO Amplas, maupun disebagian besar pekerjaan 

penegangan di Indonesia. 

3.5.3. Erection dengan portal hoise 

Metode erection yang akan digunakan pada proyek FO Amplas rencana awal 

dengan metode mobile crane sesuai anggaran yang telah disusun, namun seiring 

dengan kondisi aktual lapangan serta pertimbangan terhadap biaya, mutu dan waktu 

maka metode tersebut tidak efektif untuk dilaksanakan. Hal tersebut disebabkan oleh 

kondisi ruang yang sempit akibat kepadatan lalu lintas dan lahan yang belum bebas 

sehingga tidak memungkinkan metode erection dengan mobile crane untuk 

dilaksanakan. Selain itu produksi U girder dan pelaksanaan erection yang tidak 

berurutan dan tidak kontinyu menjadi hambatan untuk pelaksanaan metode tersebut. 

Pekerjaan erection PC U Girder di proyek Fly Over Amplas Medan menjadi unik 

karena kondisi aktual lokasi proyek berada dilokasi aktivitas lalu lintas yang tinggi 

dengan ruang yang sempit. 




3.5.3.1. Alasan pemilihan metode portal hoise 

Bentang terpanjang balok U Girder adalah 37,9 m dengan berat terbesar adalah 

136 ton. Dimana setiap Pier Head membutuhkan balok U girder sebanyak 4-7 buah 

balok. Sehingga diperlukan metode erection yang mampu menanggung beban besar 

tersebut dan tetap aman digunakan. 

a. Portal hoise 

Penggunaan metode erection dengan portal hoise memiliki pertimbanganpertimbangan 

diatas. Metode erection ini menggunakan alat berupa portal hoise 

crane dengan alat angkat berupa mesin gantry. Penggunaan alat ini apabila 

disesuaikan dengan kondisi aktual proyek maka alat ini membutuhkan bentang 

dengan lebar 24 m dan tinggi 11 m, serta kapasitas angkat lebih dari 80 ton. 

Penggunaan alat ini memiliki keuntungan yaitu penggunaan ruang yang sesuai atau 

optimal dengan kondisi lapangan yang ada. Selain itu kemudahan dalam pengaturan 

posisi girder dalam pelaksanaan pekerjaan erection merupakan keunggulan dalam 

memakai alat tersebut. Manuver halus yang dihasilkan dapat memperkecil resiko 

bahaya. Namun alat ini memiliki kelemahan berupa tidak bebas bergerak hanya satu 

arah saja. Jika dibuat maka membutuhkan biaya yang besar pula, namun apabila 

dengan sistem biaya sewa perbalok metode ini menjadi efisien. Penggunaan ruang 

yang optimal menjadikan metode ini menjadi efektif untuk dipilih. Waktu 

pelaksanaan dengan metode ini juga optimal karena dengan kondisi kemacetan lalu 

lintas metode ini masih dapat dilaksanakan, sehingga waktu kerja alat ini maksimal. 




Gambar 3.39. Metode erection dengan portal hoise 

Jika dibandingkan dengan metode lain, jelas metode ini yang paling sesuai. 

b. Mobile crane 

Metode erection dengan mobile crane yang menggunakan alat utama mobile 

crane baik wheel atau crawler crane 2 (dua) unit. Dengan pemakaian 2 (dua) mobile 

crane maka diperlukan koordinasi sempurna antar operator dan keahlian yang tinggi 

untuk menghasilkan manuver yang tepat. Penggunaan mobile crane untuk erection 

PC U girder ini akan efektif bila kondisi ruang besar / luas dengan pekerjaan yang 

kontinyu tanpa idle karena sistem sewa perjam yang tinggi sesuai kontrak. Mobile 

crane yang digunakan di Proyek ini direncanakan menggunakan Crawler crane 

dengan kapasitas lebih dari 150 ton (Kobelco kapasitas 180 ton dan Hitachi kapasitas 

150 ton), hal ini disebabkan berat PC U girder yang akan diangkat besar (136 ton). 

Di Medan mobile crane dengan kapasitas tersebut belum ada sehingga harus 

mendatangkan dari luar yaitu pulau Jawa, akibat biaya mobilisasi yang besar untuk 

mendatangkannya maka metode ini tidak efisien biaya. 




Gambar 3.40. Mobile Crane [Tadano.co.ip] 

Gambar 3.41. Metode erection dengan mobile crane [suramadu.com] 

c. Launcer truss 

Jika digunakan metode erection dengan launcer truss, biayanya jadi semakin 

tinggi. Metode erection ini menggunakan alat berupa launcher / rangkaian truss baja 

dan alat angkat berupa mesin gantry crane. Alat ini memiliki kesamaan dengan portal 

hoise yaitu penggunaan ruang yang optimal sehingga efektif juga untuk dilaksanakan 




di kondisi aktual lapangan proyek FO Amplas. Namun menjadi tidak efisien karena 

dibutuhkan biaya yang besar untuk pembuatan tumpuannya baik berupa kolom 

sementara ataupun tumpuan tiang diatas pier head. Penggunaan ruang yang sesuai 

tanpa menganggu aktivitas proyek maupun lingkungan apabila alat tersebut 

diletakkan diatas pier head. Tetapi pembuatan tumpuan di atas pier head akan 

merubah kondisi pier head rencana. Alat tersebut tidak bergerak bebas dan 

pemindahannya pun beresiko tinggi serta memakan waktu yang lama. Penggunaan 

metode launcher ini lebih efektif untuk digunakan pada pekerjaan erection girder 

pada jembatan. 

Gambar 3.42. Contoh metode erection dengan Launcher Truss [CV.Jala Sutra] 

3.5.3.2. Akibat erection dari setiap metode pengangkatan 

Erection PC U girder dari setiap metode pengangkatan tidak memeiliki 

perbedaan akibat dari segi analisa momen yang ditimbulkan akibat pengangkatan. 

Metode erection baik mobile crane, portal hiost, maupun luncher truss, memiliki 

percamaan titik pengangkatan yaitu pada dua titik ujung pinggir bentang. 




Letak sabuk angkat merupakan 

titik pengangkatan pada metode 

portal hoise 

Letak sabuk angkat merupakan 

titik pengangkatan pada 

metode mobile crane 

Letak sabuk angkat merupakan titik 

pengangkatan pada metode luncher 

truss 

Gambar 3.43. Letak titik pengangkatan berbagai metode erection 

Dari gambar diatas maka dapat diketahi bahwa momen yang ditimbulkan berat 

sendiri girder saat erection: 

1. Metode erection dengan portal hoise 

Dari model dibawah, tumpuan pengangkatan balok girder berjarak sejauh x dari 

pinggir tumpuan. Maka momen ditengah bentang: 




M tb = 1/8 Q BS (L-2X) 2 

 

 

 

 

Gambar 3.44. Skets erection PC U girder metode portal hoise 

2. Metode erection dengan mobile crane 


pinggir tumpuan. Maka momen ditengah bentang: 

M tb = 1/8 Q BS (L-2X) 2 

Gambar 3.45. Skets erection PC U girder metode mobile crane 




3. Metode erection dengan luncher truss 


pinggir balok. Maka momen ditengah bentang: 

M tb = 1/8 Q BS (L-2X) 2 

 

 

 

 

Gambar 3.46. Skets PC U girder metode luncher truss 

Perhitungan diatas telah membuktikan bahwa pengangkatan balok girder dengan 

ketiga metode erection yang berbeda memberikan nilai momen tengah bentang yang 

sama besar. Hal ini terjadi karena besar berat sendiri girder yang diangkat dan jarak 

titik angkat dari pinggir girder sama. 

3.5.3.3. Traffic management 

Pemilihan metode erection dengan portal hoise pada proyek FO Amplas tidak 

luput dari pembahasan traffic management. Lalu-lintas yang akan melalui titik 

pekerjaan erection merupakan lalu-lintas ber-volume padat. Dengan adanya 




pekerjaan erection girder secara otomatis akan mempengaruhi ruang gerak kendaraan 

yang akan lewat. 

Jalur lalu-lintas pada lokasi kerja FO Amplas dibagi dalam dua jalur, jalur utara 

yaitu dari arah Amplas menuju Tanjung Morawa, dan jalur selatan yaitu dari arah 

tanjung Morawa menuju Amplas. Kedua jalur yang merupakan jalur sangat padat 

kendaraan itu, saat masa pekerjaan flyover pergerakan kendaraan menjadi semakin 

lambat dikarenakan selain badan jalan yang sempit akibat digunakan sebagai area 

kerja flyover, juga kondisi jalan yang rusak sehingga kendaraan tidak dapat melaju 

dengan lancar. 

Karena lokasi pekerjaan erection berada di aktifitas lalu lintas kendaraaan yang 

tinggi maka proses erection girder harus dilaksanakan pada waktu ketika arus lalu 

lintas yang rendah yaitu malam hari + 22.00 wib. Selain itu pengaturan jalur lalu 

lintas kendaraan akan bermanfaat agar proses pekerjaan tidak terhambat sekaligus 

tidak mengganggu kelancaran lalu lintas. 

Rencana pengaturan lalu lintas untuk erection tahap 2 seperti pada gambar 

3.47 dan telah dijelaskan pada sub-bab yang terdahulu merupakan alternatif paling 

efektif untuk mengurangi panjang antrean kendaraan akibat pekerjaan erection 

girder. 

1. Erection PC U girder tahap 1 (jalur utara) 

Untuk pekerjaan erection tahap 1 dengan daerah pengagkatan PC U girder 

sebelah utara, maka penempatan portal hoise akan seperti yang diperlihatkan 

pada Gambar 3.47.a. Posisi portal hoise yang melintang di badan jalan 

mengakibatkan pengaturan lalu kendaraan melintas sebagai berikut: 




a. Saat pekerjaan pra-erection, arus kendaraan bagian utara dapat dilalui 1 (satu) 

lajur saja, sedang untuk arus kendaraan dari arah selatan tetap 2 (dua) lajur 

seperti biasa. 

b. Saat pekerjaan erection sedang berlangsung, lalu kendaraan pada jalur utara 

ditutup, kendaraan dari jalur utara dialihkan ke jalur selatan sehingga jalur 

selatan 1 (satu) lajur untuk kendaraan jalur utara dan 1 (satu) lajur untuk 

kendaraan jalur selatan. 

c. Setelah pekerjaan erecton tahap 1 selesai, jalur utara dibuka kembali dan 

telah dapat dilalui. 

Untuk lebih jelas, traffic management erection tahap 1 (satu) digambarkan 

sebagai berikut: 




Gambar 3.47.a. Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan saat erection tahap 1 (utara) 

2. Erection PC U girder tahap 2 (jalur selatan) 

Untuk pekerjaan erection tahap 2 dengan daerah pengagkatan PC U girder 

sebelah selatan, maka penempatan portal hoise akan seperti yang diperlihatkan 

pada Gambar 3.47.b. Posisi portal hoise yang melintang di badan jalan 

mengakibatkan pengaturan lalu kendaraan melintas sebagai berikut: 

a. Saat pekerjaan pra-erection, arus kendaraan bagian selatan dapat dilalui 1 

(satu) lajur saja, sedang untuk arus kendaraan dari arah utara dapat digunakan 

2 (dua) lajur. 

b. Saat pekerjaan erection sedang berlangsung, lalu kendaraan pada jalur selatan 

dapat digunakan tetap 1 (satu) lajur, hal ini dapat terjadi karena jalur selatan 

dengan badan jalan yang lebih lebar tidak perlu dilakukan sistem buka tutup 

seperti pada jalur utara. Jalur utara berjalan seperti biasa. 

c. Setelah pekerjaan erecton tahap 2 selesai, kedua lajur ada jalur selatan dapat 

kembali digunakan. 




Untuk lebih jelas, traffic management erection tahap 2 (dua) digambarkan 

sebagai berikut: 

Gambar 3.47b. Pengaturan lalu-lintas jalur kendaraan erection tahap 2 (selatan) 




3. Proses erection P3-P4 

Pier 3 dan Pier 4 berada tepat diempat persimpangan jalan, sehingga pada proses 

pelaksanaan erection PC U girder pada lokasi ini diperlukan traffic management 

yang baik. 

a. Pekerjaan PC U pada P3 & P4 dilakukan setelah pekerjaan erection pada pier 

lainnya selesai. Hal ini bertujuan untuk mengurangi kemacetan saat 

pengalihan jalur. 

b. Pekerjaan PC U mulai dari penurunan girder hingga erection pada P3 & P4 

dilakukan pada lokasi erection, sehingga mulai dari penurunan girder 

persimpangan empat tersebut sudah ditutup dan arus kendaraan yang akan 

melewati persimpangan itu dialihkan ke P7 & P8. Pengalihan ke P7 & P8 

beralasan karena seluruh pekerjaan struktural pier tersebut telah selesai dan 

posissinya tidak jauh dari persimpangan yang dialihkan. 

c. Persimpangan akan dibuka kembali setelah pekerjaan pengecoran slab pada 

P3 & P4 selesai dan support begisting dapat dibuka. 

Kondisi perbandingan aktual penggunaan ruang untuk pekerjaan erection 

portal hoise gantry dengan mobile crane adalah sebagai berikut : 

Gambar 3.48. Ruang Portal Hoise 




Gambar 3.49. Ruang Mobile Crane 

Posisi mobile crane berada penuh dijalan sehingga diperlukan pengalihan arus lalu 

lintas, sedangkan portal hoise yang juga menggunakan badan jalan tetapi tidak perlu 

melakukan pengalihan arus lalu lintas karena masih ada ruang untuk lalu lintas di 

bawah portal. Penggunaan ruang mobile crane lebih besar dibanding pemakaian 

ruang portal hoise crane sehingga dengan kondisi aktual lapangan proyek yang padat 

lalu lintas maka metode erection dengan portal hoise lebih efektif dibandingkan 

dengan menggunakan mobile crane. 




BAB IV 

KESIMPULAN DAN SARAN 

4.1. Kesimpulan 

Dari hasil analisa yang dilakukan secara teknis dan non teknis maka dapat 

disimpulkan: 

1. Penggunaan PC U girder dengan mutu beton pelat jembatan yang telah direvisi 

(dari K-300 menjadi K-350) terbukti mampu meningkatkan kemampulayanan 

jembatan untuk memikul beban rencana Mu=17,482.8 kg/cm dengan tegangan 

negatif saat servis 149.16 kg/cm 2 yang nilainya lebih besar dari sebelum revisi 

yaitu 123.61 kg/cm 2 . 

2. Analisa perhitungan PC U girder dalam tulisan ini hanya berlaku untuk girder 

produk PT. WIKA Beton 

3. Keterbatasan lahan kerja proyek pembangunan Flyover Amplas merupakan salah 

satu kendala utama pekerjaan super struktur pada proyek ini. Dengan kendala 

tersebut, metode kerja stressing PCU girder dengan cara post-tension dan metode 

kerja erection PCU girder dengan portal hoise merupakan metode yang paling 

efisien yang telah disesuaikan dengan kondisi dilapangan. 




4.2. Saran 

Dari kesimpulan diatas maka saran yang dapat diberikan adalah: 

1. Perlu dilakukan evaluasi terhadap pekerjaan stressing girder. Meski dalam 

hitungan awal girder telah mampu menerima beban struktur, namun kesalahan 

dalam pelaksanaan dapat mengurangi gaya prategang-nya. 

2. Perlu dilakukan analisa lebih lanjut terhadap metode kerja stressing dan erection 

PCU girder untuk 5M (Material, Method, Man Power, Money, dan Machine) 

lebih detail sebagai bahan perbandingan 




DAFTAR PUSTAKA 

Beton Wijaya Karya, PT. 2008. “Dokumentasi Produksi Girder Wika Beton Binjai”. 

Binjai 

Burns, H. & T.Y.Lin Ned. 1993. Desain Struktur Beton Prategang. Terjemahan 

Ir. Daniel Indrawan M.C.E. Jilid I. Jakarta : Erlangga 

Direktorat Jenderal Bina Marga Departemen Pekerjaan Umum Republik Indonesia, 

Satuan Kerja Non Vertikal Tertentu Pembangunan Jalan dan Jembatan 

Metropolitan Medan 2008. “Dokumen Kontrak Buku 4 : Spesifikasi Teknik 

dan Suplemen Spesifikasi Teknik. Paket Pembangunan Fly Over Amplas- 

Medan”. Medan : Medan 

Hadipratomo Winarni. 1986. Struktur Beton Prategang Teori dan Prinsip 

Disain. Bandung : Nova 

Jala Sutra, PT. 2008. “Company Profile CV. Jala Sutra”. Medan 

Mickleborough, N.C. & R.I.Gilbert. 1990. Design of Prestressed Concrete: Spon 

Press : London & New York 

Mulyadi. 2008. “Bahasa Indonesia Untuk Perguruan Tinggi, Kompetisi Dasar Untuk 

Terampil Menulis” Medan 

Nawy, E.G. 2001. Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar. Terjemahan 

Bambang Suryoatmono. Erlangga : Jakarta. 

RSNI T-12-2004. Standar Nasional Indonesia Perencanaan Struktur Beton Untuk 

Jembatan. Departemen Pekerjaan Umum. 

RSNI T-02-2005. Standar Nasional Indonesia Pembebanan Untuk Jembatan. 

Departemen Pekerjaan Umum. 

Sunggono, K.H. 1995. Buku Teknik Sipil. Nova : Bandung. 

Wijaya Karya, PT. 2008. “Booklet Presentasi Proyek Pembangunan Amplas Medan”. 

Medan 

Wijaya Karya, PT. 2008. “Proposal Teknis PC U Girder Postension Segmental” 

Medan 

_______________. 2008. “Sistem Manajemen K3 (OHSAS 19001)”. Jakarta

ANALISA PRESTRESS (POST-TENSION) PADA PRECAST CONCRETE U GIRDER

You also want an ePaper? Increase the reach of your titles

Delete template?

Save as template?