Steel Structures : Design and Behavior by : Charles G. Salmon & John E. Johnson

2. T u u
Disain dan Pcrilaku
Edisi Kedua
Jilid 2
Charles G. Sahnon
ol n . Johnso
Universi(y of Wisconsin - Madison
Alih Bahasa:
h ｾ＠ 1r t S l
Universitas Kristen Indonesia
1995
J>EFRRIT ERIANGG 1
Jl. H. Baping Raya No. 100
Ciracas, Jakarta 13740
(Anggota IKAPI)
BAJA

3. Judul AsJj: STEEL STRUCTURE: Design and Behavior, 2nd Edition
Hak Cipta dalam Bahasa lnggris © 1980 pada Harper & Row, Publishers, Inc.
Hak Terjemahan dalam Bahasa Indonesia pada Penerbit Erlangga.
Alih Babasa Jr. Wira, M.S.C.E.
Jurusan Teknik Sipil
Universitas Kristen Indonesia, Jakarta
Buku ini diset dan dilayout oleb bagian produksi Penerbit Erlangga
dengan PR- I0-M
Dicetak oleh PT. Gelora Aksara Pratama
Cetakan pertama, 1986
Cetakan kedua, 1991
Cetakan ketiga, 1995
Dilarang keras mengutip, menjiplak, atau memfotokopi sebagian atau
seluruh isi buku ini serta memperjualbelikannya tanpa izin tertulis
dari Penerbit Erlangga.
© HAK CIPTA DILINDUNGI OLEH UNDANG-UNDANG

4. DAFTAR ISI
Kata Pengantar .
Pra kata Edisi Teqemahan xiii
Bab 11 · Gelegar Plat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
11.1. Pendahuluan dan Latar Belakang . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
11.2. Ketidak-Stabilan yang Berkaitan dengan Beban pada Plat Badan . 4
11.3. Ketidak-Stabilan pada Sayap Tekan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
11.4. Kondisi Purna-Tekuk pada Plat Badan . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
11.5. Kekuatan Lentur Batas pada Ge/egar - Kekuatan Puma Tekuk
pada Badan yang Mengalami Lentur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
11. 6. Kekuatan l.entur Batas - Gelegar Campuran . . . . . . . . . . . . . . 24
11. 7. Kekuatan Geser Batas - Dengan Menyertakan Kekuatan Purna-
Tekuk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
11.8. Kekuatan Terhadap Gabungan Lentur dan Geser . . . . . . . . . . . 35
11.9. Ketentuan AISC Untuk Pemilihan Badan dan Sayap . . . . . . . . . 38
11.1 0. Pengaku Antara Transversal- AJSC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
11.11. Perencanaan Pengaku Tumpuan- AISC . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
11.12. Pengaku Badan Memanjang . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53
11.13. Perencanaan Penampang . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
11.14. Contoh Perencanaan Ge/egar Plat-AISC . . . . . . . . . . . . . . . . . 62
Kepustakaan Khusus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79
Soal-soal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81
Bab 12 · Gabungan Momen Lentur dan Beban Aksial . . . . . . . . . . . . . . . . 89
12.1. Pendahuluan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89
12.2. Persamaan Diferensial untuk Tekarum Aksial dan Lentur . . . . . . 90
12.3. Pembesaran Momen - Penyederhanaan untuk Batang dengan
Lengkungan Tunggal Tanpa Translasi Ujung . . . . . . . . . . . . . . 95
12.4. Pembesaran Momen - Batang yang Hanya Memikul Momen
Ujung Tanpa Translasi Titik Kumpul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97

5. vi DAFT AR ISI
l2.S. Pembesaran Momen - Batangyang Bergoyang . . . . . . . . . . . . . 100
12.6. Kekuatan Batas- Ketidak-Stabilan pada Bidang Lentur . . . . . . . 101
12. 7. Kekuatan Batas- Kegagalan karena Gabungan Lentur dan Puntir . 1(}5
12.8. Persamaan lnteraksi- Kekuatan Batas . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109
12.9. LenturBiaksial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112
12.10. KriteriaPerencanacmTeganganKerja-AISC . . . ........... 114
12.11. Prosedur dan Contah Perencanaan Metode Tegangan Kerja . . . . 120
12.12. Kriteria Perencanaan Plastis- AISC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142
12.13. Contoh Metode Perencanaan Plastis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143
Kepustakaan Khusus ..... . . ... . . . . : . . . . . . . . . . . . . . 150
Soal-soal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152
Bab 13 Sambungan . . . • . . . . . • . . . . . . • . . . . . . . . • . . . • • 163
13.1. JenisSambungan .. .. . .. .. .. . . .. .. .. .. . .. . . . . .. . . 163
13.2. Sambungan Balok Sederhana . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 167
13.3. Sambungan Balok dengan Dukungan- Tanpa Perkuatan . . . . . . 180
13.4. Sambungan Dudukan dengan Perkuatan . . . . . . . . . . . . . . . . . 186
13.5. Plat Konsol Segitiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192
13.6. Sambungan Menerus Balok ke Kolom . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200
13.7. Sambungan Menerus Balok ke Balok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 230
13.8. Sambungan Sudut Portal Kaku . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 232
13.9. Alas Kolom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 241
13.10. Sambungan Balok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 250
Kepustakaan Khusus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 255
Soal-soal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 258
Bah I I · Portal · T1dak Bergoyang dan Bergoyang . . . • . . . . . . . . . . . . . . 264
14.1. Umum . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264
14.2. Tekuk Portal EJastis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 268
14.3. Persamaan Umum untuk Panjang E[ektif . . . . . . . . . . . . . . . . 277
14.4. Stabilitas Portalyaf$Memikul Momen Lentur Utama . . . . . . . . 286
14.5. Persyaratan Sokongan--Portal Tak Bergoyang . . . . . . . . . . . . . 292
14.6. Stabilitas Keseluruhan Ketika Sendi Plastis Terbentuk . . . . . . . 298
Kepustakaan Khusus 299
Bab 15 . Perencanaan Porlal Kaku . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . • • . . . 302
15.1. Pendahuluan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 302
15.2. Analisa Kekuatan Plastis untuk Portal BertingkatSatu . . . . . . . 302
15.3. Contoh Perencanaan Plastis -Portal Bertingkat Satu . . . . . . . . . 321
15.4. Perencanaan Tegangan Kerja- Portal Bertingkat Satu . . . . . . . . 332
15.5. Portal Bertingkat Banyak . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 342
Kepustakaan Khusus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 342
Soal-soal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 343

6. DA FTAR ISI vii
H b I 6 • Kon:.truks1BaJa Bt-ton Kompo!>lt • . . . . • . . . . . . . . . . . ,15
16.1. Latar Belakang . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 345
16.2. Aksi Komposit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 347
16.3. Keuntungan dan Kerugian . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . • . . . . . 349
16.4. Lebar Efektif . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 350
16.5. Perhitungan Sifat Penampang . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 353
16.6. Tegangan Beban Kerja Dengan dan Tanpa Penunjang . . . . . . . . 356
16. 7. Kekuatan Batas Penampang Komposit Penuh . . . . . . . . . . . . . 359
16.8. A/at Penyambung Geser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 363
16.9. GeleKar Komposir Campuran . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 374
16.10. Perencanaan AJSC untuk Lentur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 375
I6.1 I. Contoh - Balok Bertumpuan Sederhana . . . . . . . . . . . . . . . . . 378
16.12. Lendutan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 392
16.13. Balok Menerus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 393
..mprran
Tabel Al.
Tabel A2.
Tabel A3.
Tabel A4.
Kepustakaan Khusus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 397
Soal·soal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 399
Jari·jari Jnersia Pendekatan . •... . .. . ...... . .. . ......
Si[at·si[at Puntir . .. . .... . .................... . . .
Tabel Modulus Penampang {Momen Perlawanan) Elastis Sx dan
Batasan Panjang Tanpa Sokongan (Le dan Lu) serta Tegangan
Lentur Maksimwn yang Diijin'kan .... .. ......... . . ... .
Tabel Modulus Penampang (Momen Perlawanan) Plastis Zx
402
403
404
421
na rt ar ｬ ｾｬｬ ｬ ｡ ｨ＠ 12o

7. Faktor Konversi
Beberapa Faktor Konversi, antara Sistem Inggeris dan Satuan Metrik SI, yang Ber-
manfaat dalam Perencanaan Struktur Baja
Mengubah Ke Kalikan dengan
kip gaya kN 4,448
lb N 4,448
Gaya
kN kip 0,2248
--
Tegangan ksi MPa (atau N/mm1
)
6,895
psi MPa 0,006895
MPa ksi 0,1450
MPa psi 145,0
Momen ft·kip kN ·m 1,356
kN·m ft ·kip 0,7376
Beban Merata kip/ft kN/m 14,59
kN/m kip/ft 0,06852
kip/ft2 kN/m2 47,88
psf N/m2 47,88
kN/m2 kip/ft2 0,02089
Untuk pemakaian satuan SI yang tepat, lihat Standard for Metric Practice (ASTM E380-76), Ame-
rican Society for ｔ･ｾｴｩｮｧ＠ and Materials. Philadelphia, 1976. Juga lihat Standard Practice for the
Use of Metric (SI} Units in Building Design and Construction (Committee E-6 Supplement to E380)
(ANSI/ASTM E621-78), American Society for Testing and Materials, Philadelphia, 197ll.
ｬＩｾｱ ｲ ｬｯＮ ｵ ｮｶｾＺｲ ｾｲ ｴａｓｔｍﾣｬＸＱＱｬ＠ l rn .!'> ,4mm. ｰＩＮｲ ｬ ｬｨ ］ ﾷｴ Ｎ Ｔ ＴｬｬＲＲＱ｢ｬｾＮＡＶＱＱＮＵｮ｣ ｵＮ ｴｮｮ Ｎ＠
., SI I ... 1-..;IClll anaJn 'truk tur haja
Besaran Satuan Simbol
11) I"
ｉｬ ｬＢ ｾ＠ ｬＮ ｴｬ ｾｲｮｲｮ＠ k
'' ol. 111 ､ｴｩｲｾ＠ cl t
S otuJn SI rurunan ｾ＠ anr lwrhu or..ngan d·· 1 'n
Besaran Satuan Simbol
ncl '''" ｾ＠
tckanan, tl.)!an •an ＩＧ Ｓ｜ｬｾｬ＠ ra
cr.cr 1 atau t..cq 1 Jnull J
'"'" .m.r.rn suul. lu r h.IJ.I
Rumus
ｾ ｭ＠
'11 m
J -

8. KATA PENGANTAR
Penerbitan edisi kedua ini mencerminkan perubahan terus menerus yang terjadi pada
syarat perencanaan untuk struktur baja. Perencanaan batang struktur taja telah di-
kembangkan selama 75 tahun terakhir ini dari pendekatan sederhana yang melibatkan
beberapa sifat baja yang utama dan matematik elementer sampai perlakuan rumit
yang memerlukan pengetahuan yang mendalam tentang kelakuan struktur dan baha11.
Kebiasaan perencanaan dewasa ini memanfaatkan pengetahuan mekanika bahan, analisa
str.u.ktur, dan terutama stabilitas struktur, bersama dengan aturan perencanaan yang
diakui secara nasional untuk keamanan. Aturan perencanaan yang paling banyak di-
pakai ialah aturan perencanaan dari American Institute of Steel Construction (AlSC),
yang dicantumkan dalam ｜ｰ･ｾｩｪＱ｣｡ｴｩｯｮ＠ [fir th< D< ｾｩｋｮＮ＠ I abnca/ron ami t.rec·tum of
)tructural 5teel for ｂｵｩｬ､ｩｮｧｾ＠ yang selanjutnya akan disebut Spesifikasi AISC.
Kejadian-kejadian khusus yang mempengaruhi edisi kedua ini adalah penerbitan
Spesifikasi AISC 1978 (efektif I November, 1979) dengan AISC Commentary, dan
penerbitan buku petunjuk dari AJSC, t.laf, w 1{' I (" nsfnt• I If/ r I ke ｾ＠ l11k0
Penampang dan komponen baja dipilih dari buku petunjuk tersebut, yang selanjutnya
akan disebut AISC Manual.
l·dssi kedua mcngikut pendekatan fslosotss vang telah dttcrnna oleh hanvak pe-
rnakai S<.'jak penerhitan cdisi pcrtama pada whun 1971 . Pada cdis1 kedua, kami bcr-
usaha mcnyusun secara ｬｯｧｾ＠ dasar-dasar LCm111s }:Jng diperlukan untuk penurunan
dan pen_Jelasan ketentuan perencanaan , temtarna kctentuan dau ｾｰ･ｳＱＱｩｫ｡ｾＱ＠ AIS<
IｙＷｾ Ｎ＠ Ounulai dengan pernbahasan mateu dasar ｢･ｲｾ｡ｭ｡＠ ｫ･ｰｵｾｴ｡ｫ｡｡ｮｮｹ｡ Ｌ＠ penurunan
rumtb Spcs1fikast AISl dukull oleh hanyak contoh petencanaan ) ang mcnJaharkar.
secara tcnnci prnses pcmshhan penampang dengan herat mimmurn untuk memenulu
kond1s1 tcrtentu.
Banyak pembahasan ditekankan pada konsep stabilitas elastis dan inelastis (tak
elastis) untuk mahasiswa tingkat dasar dan juga tingkat lanjut, yang pengertiannya
sangat penting untuk menerapkan ketentuan AISC dengan tepat. Pembahasan ini

9. X KATAPENGANTAR
disatukan dalam bab-bab sedemikian rupa hingga pembaca bisa. mempelajari konsep
stabilitas secara terinci dengan urutan yang logis, atau melewati bagian-bagian yang
berisikan penurunan terinci, dengan hanya mengkaji penjelasan kualitatiJ dan langsung
mempelajari cara perencanaan.
Pada Spesifikasi AISC 1978, metode tegangan kerja (working stress) tradisional,
yang dipusatkan pada beban kerja (service) dan tegangan yang dihitung dengan teori
elastis, masih merupakan filosofi perencanaan yang utama dan ditempatkan pada
Bagian 1 dari Spesifikasi tersebut. Filosofi perencanaan kekuatan (batas) yang me-
makai beban batas rencana dan k,ekuatan "batas" dicantumkan pada Bagian 2, Spe-
sifikasi AISC, yang menjabarkan ketentuan untuk perencanaan plastis. Perencanaan
_plastis adalah kasus khusus dari ftlosofi perencanaan kekuatan di mana kekuatan
"batas" harus berupa kekuatan plastis. Dalarn semua bagian pada buku ini, teori dan
materi dasar yang berhubungan dengan kedua ftlosofi perencanaan tersebut dijabar-
kan dengan terpadu. Namun, ketentuan perencanaan AISC yang khusus dan ｣ｯｮｴｯｾﾭ
contoh soal dibahas pada bagian terpisah dalam semua bab sehingga pembaca bisa
mernpclajari bagian perencanaan tegangan kerja atau plastis secara tersendiri.
• Jsi ｾ＠ 11 1 1e1 ＭＮＱｫｾｰ＠ ｰﾷＱｾｵ＠ I 1 p <h n Ｂｬｮｾ｡ｳｩ＠ J.,n ｭ･ｭ｡ｾ＠ 1 satuan SI
scbagm pclengkap pada pemaka1an sat11.111 lnggcns yang utama. Sementara ｓｰ｣ｳｩｬｩｫ｡ｾｩ＠
AISC I'>7fl lldak menymggung sattmn SI. bchcrapa ｰ｣ｭ｡ｫ｡ｾ｡ｮ＠ s.atuan SI dibenkan
oatam scluruh buku 101. Rumus-rurnus Spcsifika'1 AISC d1konvcrst ke rumus ekivalen
!lalam SI (konvers1 dllakukan sccara prakus olch pengarang) y:mg d1berikan sebagai
catatan kaki pada halaman buL;u m1 ynng bcns1kan versi 'atuan lnggensnya label
dan dmgrarn dinyatakan dalant satuan lnggm dan SI. Data nwnenk dalam banyak
soal pada akhu dan hampu semua bab d1ulangJ dalam satuan SI yang d1letakkan da-
l.n Ill .. 1 r keren ｡ｾ＠ u tu '
Tergantung pada keahlian yang diperlukan oleh mahasiswa, buku ini bisa dijadikan
bahan untuk dua mata kuliah yang masing-masing berbobot tiga atau empat kredit
semester. Pengarang menyarankan bahan kuliah pertama tentang struktur baja bagi
mahasiswa program SI terdiri dari rnateri pada Bab 1 sampai 7, 9, 10, 12, dan 16,
kecuali Bab 6.4, 6.6, 6.12 sampai 6.18, 7.9, 7.10, 9.3, 9.4, 9.10 sarnpai 9.12, serta
12.6 dan 12.7. Mata kuliah kedua meninjau beberapa topik yang sama seperti pada
mata kuliah pertama, tetapi dengan lebih cepat dan dengan penekanan pada bagian
yang dihilangkan dalam mata kuliah pertarna. Juga, bab-bab selebihnya- yakni Bab 8
tentang puntir, Bab 11 tentang gelegar plat (plate girder), Bab 13 tentang sambungan,
Bab 14 tentang portal bergoyang dan tak bergoyang (unbraced and braced frame),
serta Bab 15 tentang perenCaJ1aan portal sebaiknya disertakan dalarn mata kuliah
kedua.
Pembaca akan seringkali rnelihat AISC ManuaJ* dalam mempelajari seluruh buku
ini, terutarna dalam mempelajari contoh soal. Namun, buku ini tidak ditujukan agar
• Ha11 a/ r 1 k -8 Kar na hamp ren<ikun pada AISC
Manual (,mg JUga b ruikan pcsllikasJ dan Commentary 1978), pemhaca stbaiknvu rncm1ldn buku
ter,;cbut ｾｉｬｬ｜＠ dnerbnkan olch mo.:uca In •nute of St.:d Con,trucuon, ChJcaHQ, lllmou. ｾｰ｣Ｍ
qllka 1 AISCdan Comm nt I)- ).!J dll 1 kan d lJI iJtu buku ter:.emhn.

10. KATA PENGANTAR xi
pembaca menjadi ahli dalarn pemakaian tabel yang rutin; tabel tersebut hanya dipakai
sebagai penuntun untuk mengenal variasi parameter perencanaan dan sebagai pem-
bantu dalam mencapai perencanaan yang baik. Spesifikasi AISC dan Commentary-
nya diberikan dalarn AISC Manual dan karenanya tidak dimasukkan dalam buku ini,
kecuali beberapa ketentuan yang secara terpisah disalin untuk penjelasan.
o;;emua wntoh soal dalam edisi kcJua rnemaka1 I"of'I <>ay tp Jd,a ("' tdc-tlan •c 1
tlan T struk1ural yang haru. yang tclah t.hjadikan penampang gtiUig (rnlktl ｳ｣ｾｵｯｮ＠ 1
ｾｴ｡ｮＹ｡ｲ＠ oleh pabrik-pabrik haja utama -;ejak sekitar 1 Septcmhcr, Iqn PJOfil·protil
yang haru ini adalah profit yang dimensinya ditetapkan olch ａｭｾＺｲｩ｣｡ｮ＠ ｓｯｾﾷｴ｣ｴｾ＠ tor
Testing and Materials !ASTM). Standar Sperij/cution jcJr Genaal Rc<tuir('IIU'f/(.1 ｦｲｾｲ＠
Rolled ,'red Plates, Shapes. Sheet Piling, and Bars for .trucwral l'sc I ,''SI/AS 1M
A6-77b). 1977. Scn yang haru hcrisikan 187 profit sayap lcbar (I, ｾ｡ｮｧ＠ mchputt
Ill dan sen sebelumnya tlengan sedtkll modtDkrm tlunenst dan 7(1 tllllltl ｳ｡ｾ＠ ap !char
y·mg haru , I prol!l say J!' leha dar sc1 schclun'n a ttlah dtl11 aPI! ..n
Dalarn contoh-contoh numerik, pemilihan penarnpang dilakukan dengan memakai
AISC Manual Edisi ke-8 bersarna penuntun perencanaan khusus yang diterbitkan oleh
pelbagai penghasil baja dan oleh pengarang. Karni berharap pembaca memakai AISC
Manual 1980; dan referensi ke manual tersebut selaras dengan edisi yang terbaru ini.
Tabel A3 dan A4 Lampiran yang berisi infonnasi perencanaan tekuk puntir lateral
telah diperbaiki dalam edisi kedua ini sesuai dengan Spesifikasi AISC 1979 dan profil
penarnpang 1978 yang baru.
Segi-segi khusus yang akan pembaca temukan dalam edisi kedua ialah : (al pem-
t ahasan yang rnenyeluruh rcntang pcrencanaan ba ang protil I yang utcnukul punt1r
IBah 8), termasuk metode praktis yang sederhana; (b) pemhahasan wrinci telllang
teori gelegar plat (Bab 11) tlan contoh perenca11aan yrul)!. mcnyeluwh tt:ntang gelt:l!:Jr
meneru!. dua bentang yam? tcrdiri dari dua mu1u baja yang bcrlainan: (c) pembnlwsan
termci tentang sarnbungan (Bab 13 ), termasuk ､ｩｳｫｵｾｊ＠ d:m pt:n)abaran percnc.maau
k•>mponen sambungan. dr sampmg pcrhatkan }ang menyeluruh pada ｰ･ｭｨ｡ｨ｡ｾ｡ｮ＠ haul
kekuatan tmggr (Bah 4) Jan las (Bab 5) schagat alat penyarnbung: (d) pemhahas;ur
khusus tentang sokongan (hradng) untuk bah.1k dan koh)lll dal.un Bah l) Jan untuk
pnrtal kaku dalam Bah 14: dan (e) penya)tan tenul;t tentang konscp ｾｴ｡ｨｴｬｩｬＺ｢＠ ｢｡ｧｾ＠
pl>rt.sl kaku lak beq!•)jang dan hergoyang dengan memabi ｫｈＡｉｴｾｊｾｮ＠ kekakuan dan
tlcl-.sihrlitas yang ditUjukan untuk menJelaskan konscp panJang efektrf bar.• batang
ｴｾ［ｫ｡ｮ＠ paJa por al
Pengarang berterimakasih pada para mahasiswa, rekan-rekan, dan pemakai edisi
pertarna lainnya yang menyarankan perbaikan kata-kata, kesalahan yang diteihukan,
dan bagian yang diusulkan untuk disertakan dan dihilangkan. Saran-saran ini telah
dipertimbangkan dengan hati-hati dan dimasukkan dalarn perubahan yang lengkap
ini bilamana memungkinkan. Pengarang terutama sangat menghargai saran-saran yang
banyak diberikan oleh Profesor J.C. Smith 4ari North Carolina State University dan
Leland S. Riggs dari Georgia Institute of Technology, diskusi dan nasihat dari Dr.
Raymond H.R. Tide dari AISC dan Dr. Yoseph A. Yura dari University of Texas di
Austin mengenai balok tanpa sokongan sarnping (lateral), saran-saran Dr. Chai Hong
Yoo dari Marquette University mengenai puntir, serta kerjasarna dari AISC melalui
Frank W. Stockwell, Frederick Palmer, Raymond H. R. Tide, dan Robert Lorenz.

11. EO KATAPENGANTAR
Pemakai cdisi kedua diharapkan bcrkomunikasi dengan pengarang mengenai se-
mua segi dari buJ..-u mi, terutama tent:mg kesaJahan yang dilemukan dan saran-saran
untuk perbaikan.
Pengarang senior menyatakan penghargaan khusus pada istrinya Bette atas ke-
sabaran dan dorongarmya, yang tanpa hal ini tugas perbaikan tidak akan selesai.
Charles G. Salmon
John E. Johnson

12. PRAKATA EDISI TERJEMAHAN
Pertama-tama, kami mengucapkan terima kasih atas kepercayaan yang diberikan
oleh Penerbit Erlangga untuk menterjemahkan buku ini. Pilihan penerbit atas buku
ini sangat tepat bila ditinjau dari segi lengkapnya pembahasan yang disajikan. Dasar-
dasar teoritis dan eksperimental dari peratur3.J! konstruksi baja dan sambungannya
dijelaskan dengan terinci, dan penerapan persyaratan dijabarkan dengan contoh-contoh
yang sering dijumpai dalam praktek sehingga mudah dipahami. Oleh karena itu, buku
ini bukan saja sangat bermanfaat bagi mahasiswa teknik sipil, tetapi dapat pula dijadi-
Ln bahan kuliah oleh para dosen konstruksi baja dan petunjuk bagi para insinyur
dalam menghadapi masalah praktis. Namun, tentunya manfaat dari buku ini hanya
bisa diperoleh bila penterjemahannya mudah dimengerti oleh pembaca.
Dalam menterjemahkan buku ini, sedapat mungkin kami memakai istvah yang
ada dan sudah sering d1gunakan, baik dalam peraturan-peraturan maupun b.tku teknik
sipil berbahasa Indonesia. Untuk pembaca yang terbiasa dengan istilah lain atau yang
lcbih mengcnal istilah bahasa lnggerisnya, berikut ini kami sajikan daftar istilah lndo·
nesia-lnggeris yang dipakai dalam buku ini. Juga pada awal setiap bab, bahasa Inggcris
dari istilah teknik sipil yang pentmg diberikan dalam kurung di belakang istilah lndo-
ncs.a yang digunakan .
Dalam usaha menyempurnakan penterjemahan buku ini, karni mengharapkan
saran dan kritik dari pembaca. Untuk itu, kaini sisipkan lembaran saran pembaca pada
halaman berikut, yang setelah diisi bisa dikhimkan ke :
Penerbit Erlangga
JL Kramat IV/11
Jakarta 10430
Atas kesediaan pembaca mengirimkan sarannya, kami ucapkan terima kasih.
Jakarta, Januari 1986.

13. Edisi Kedua
Jilid2

14. BAB
SEBELAS
GELEGAR PLAT
11.1 Pf.NDAHU LU.;1 UAN L.TAR BELAK ｾｇ＠
( ph 1r ｾ＠ r1adalah balok yang dibentuk dari ･ｬ･ｭ･ｮｾｬ･ｭ･ｮ＠ plat untuk
mencapai penataan bahan yang lebih efisien dibanding dengan yang bisa diperoleh
dari balok prom giling (rolled shape). Gelegar plat akan ekonomis bila panjang bentang
sedemikian rupa hingga biaya untuk keperluan tertentu bisa dihemat dalam peren-
canaan. Gelegar plat bisa berbentuk konstruksi paku k.eling, baut atau las. Dimulai
dengan jembatan keretaapi kuno pada periode 1870-1900, gelegar plat dengan paku
keling (Gambar 11 .l .1) yang terbuat dari profil-profll siku yang disambung ke plat
badan, dengan atau tanpa plat rangkap (cover plate), banyak dipakai di Amerika pada
bentangan yang berkisar antara SO dan 150ft.
Pada dekade 1950 ketika pengelasan mulai banyak dipakai (karena lebih baiknya
kualitas pengelasan dan ekonomisnya fabrikasi di bengkel akibat peningkatan pe-
makaian peralatan otomatis), gelegar plat yang dilas di bengkel yang terdiri dari tiga
plat (Gambar 11 .1.2) secara bertahap menggantikan gelegar yang dikeling. Pada pe-
riode ini, baut kekuatan tinggi juga mulai menggantikan paku keling dalam konstruksi
di lapangan. Pada dekade 1970, gelegar plat umumnya selalu dilas di bengkel dengan
menggunakan dua plat sayap dan satu plat badan untuk membentuk penampang lin-
tang profil I.
Sementara semua gelegar plat yang dikeling umumnya terbuat dari plat dan proftl
siku dengan bahan. yang titik lelehnya sama, gelegar yang dilas dewasa ini cenderung
dibuat dari bahan-bahan yang kekuatannya berlainan. Dengan merubah bahan di pel-
bagai lok:Ui ＬＬＮＬＮＬＱ Ｌ Ｌｪｯ ｮ ｾ＠ bt•nt:.J'IP sebingga kekuatan bahan yang lebih tinggi berada di
tempat momen dan/atau gaya geser yang besar, atau dengan memakai bahan yang
kekuatannya berlainan untuk sayap dan badan (gelegar campuran/hibrida), gelegar
menjadi lebih efisien dan ekonomis.

15. 2 STRUKTUR BAJA
Gel gar 11:11 den n pe ku ) n diW bantalan cbndmg untuk umpuan vcrtikal d pilar pen
pang stlang transversal antara gel r,arogelegar, dan M:nd• st"bawn tumpuan li'Cdcrhana n 1 ben1111
} nng bcrada d1kanan cnd1 (FClt, olch C.G Salmon).
Profil
siku
sayap
Badan
Plat rangkap
/
(
Siku
pengaku
ujung
la) Penampang I ntang
=..--
rPiat
pengisi 1
1
Profil siku sayap
Siku
r pengaku
I ＧＢｾＺＮＢ＠ j
I p,ofil ' "" ＢＧＧ ｾ＠
(b) Tampak d Jqung ben tang
G:ambu 11. Komponen yang umum pada gelegar plat yang dikeling.

16. / Platsayap
!m
Plat
pengaku
tumpuan
I
Piat
pengaku
antara
h T -"'nn r4
GELEGAR PLAT 3
- Badan
r
(.amhar 11. 1.2 Komponen yang umum pada gelegar plat yang dilas.
Oleh karena sedikit sekali jembatan keretaapi dibuat dewasa ini, pembahasan
dalam bab ini tentang perencanaan dan bentangan yang ekonomis akan dibatasi pada
jembatan jalan raya yang kebanyakan menerus sepanjang dua atau tiga bentang; atau
pada gedung yang beberapa bentangnya bisa dianggap bertumpuan sederhana tetapi
umumnya merupakan bagian dari sistem portal kaku.
Pengertian yang lebih baik tentang kelakuan gelegar plat, baja yang berkekuatan
lebih tinggi, dan teknik pengelasan yang sudah maju membuat gelegar plat ekonomis
untuk banyak keadaan yang dahulu dianggap ideal untuk rangka batang. Umumnya,
bentangan sederhana sepanjang 70 sampai 150ft (20 sampai 50 m) merupakan jangkau-
an pemakaian gelegar plat. Untuk jembatan, bentang menerus dengan pembesaran
penampang (penampang dengan tinggi variabel) sekarang merupakan aturan bagi ben-
tangan sepanjang 90 ft atau lebih. Ada beberapa gelegar plat menerus tiga bentang
di Amerika dengan bentang tengah yang melampaui 400 ft, dan bentangan yang lebih
panjang mungkin akan dibuat di masa mendatang. Gelegar plat terpanjang di dunia
adalilh struktur menerus tiga bcntang yang melintasi Sungai Save di Belgrado, Yugos-
lavia, dengan bentang 246-856- 246 ft (75-260- 75 m). Penampang lintang jembat-
an ini berupa gelegar boks ganda yang tingginya berkisar antara 14 ft 9 in (4,5 m) di
tengah bentang dan 31 ft 6 in (9,6 m) di atas pilar. Struktur tersebut menggantikan
jembatan gantung yang hancur pada Perang Dunia U.
Tiga jenis gelegar plat yang perencanaannya tidak dibahas dalam bab ini diper-
lihatkan pada Gambar 11.1.3 : (J l 1r •ar h,,, ' 111 ntcmJlilo.J ｾ＠ ＢＧＧＧｾ＠ IJII p 111 t 1 111
1 1 1o.. 1 v 1 l ho.. 1ng:mn)a panJang (h) gclcg r
.m h han dcngau kcku tan 'an, bcrl:unan s JJI den an te
I ll ar ｉｉｉｾｍｴｬｩｫｩ＠ kekaku.m IJtc al yan • 111
I I I l f' l
Sebelum mempelajari penurunan teoritis dalam bab ini, pembaca sebaiknya meng-
kaji materi Bab 6, Bagian II, yang berisi pembahasan tentang stabilitas elastis plat.
Jika penurunan teoritis tidak diperlukan, pembaca bisa langsung melihat Bab 11.9
sampai 11.14 yang membahas prosedur perencanaan.

17. 4 STRUKTUR BAJA
Sayap tekan
Badan
yang kekuatannya
lebih rendah
(al Gelegar boks lbl Gelegar campuran (c) Gelegar dei UJ
Gambar I J.1.3 Jenis gelegar plat yang dilas.
Oleh karena perencanaan gelegar yang dikeling telah banyak dibahas da1am buku-
buku lama [1, 2] dan gelegar yang dikeling jarang sekali digunakan dewasa ini, bab
ini dipusatkan pada gelegar yang dilas. Contoh perencanaan gelegar yang dikeling
atau dibaut tidak akan dijabarkan; bamun, sambungan gelegar dengan baut kekuatan
tinggi yang umumnya dijumpai pada sambungan lapangan dibahas dalam Bab 13.
Konsep Umum Perencanaan
Sama seperti pada kebanyakan perencanaan elemen baja yang lain, perencanaan
gelegar plat makin cenderung didasarkan pada kekuatan batas. Sebelum Spesifikasi
AISC I961 ditetapkan, dasar dari aturan perencanaan ialah tekuk elastis pada elemen
plat harus dicegah. Jadi, keleJehan (yielding) atau ketidak-stabilan elastis dianggap
merupakan kegagalan (failure).
Penelitian yang dilakukan oleh Basler dan lainnya di Lehigh University menjadi
dasar dari ketetapan AJSC sekarang yang menyertakan kekuatan purna-tekuk (post
buckling). Gelegar plat dengan pengaku yang jaraknya direncanakan dengan tepat
memiliki kelakuan (setelah ketidak-stabilan pada badan terjadi) yang hampir rnirip
seperti rangka batang, dengan badan sebagai pemikul gaya tarik diagonal dan pengaku
sebagai pemikul gaya tekan. Kelakuan seperti rangka batang ini disebut aksi medan
rartk rwmon }icJ,J) Teori tekuk klasik pun menyadari bahwa kapasitas cadangan bisa
diperoJeh karena faktor keamanan terhadap tekuk badan lebih rendah daripada terhadap
kekuatan batang keseluruhan.
Teori klasik dan prosedur perencanaannya masih digunakan oleh Spesifikasi AREA
dan AASHTO (jembatan keretaapi dan jembatan jalan raya). Konsep kekuatan batas
termasuk "aksi medan tarik" menjadi dasar dari Spesifikasi AISC sejak tahun 1961.
11.2 KETIDAK-STABILAN YANG BERKAITAN
DENGANBEBANPADAPLATBADAN
Bila perencana bebas menata bahan untuk mencapai pemikulan beban yang paling efi-
sien, maka jelaslah bahwa untuk momen lentur yang hampir seluruhnya dipikul oleh

18. GELEGAR PLAT 5
sayap, penarnpang yang tinggi lebih disukai. Badan diperlukan agar sayap-sayap be-
kerja sebagai satu kesatuan dan untuk memikul gaya geser, tetapi tebal badan yang
berlebihan menambah berat gelegar. Bila ditinjau dari sudut bahan, badan yang tipis
dengan pengaku akan menghasilkan gelegar yang paling ringan. Dengan demikian,
stabilitas plat badan yang tipis menjadi masalah utarna.
Gambar I 1.2.1 Tegangan pada plat badan.
Tinjaulah segmen plat bactan pacta Gambar 11.2.1, dengan a sebagai jarak antara
pengaku-pengaku dan h sebagai tinggi bersih antara tumpuan-tumpuan plat meman-
jang (yakni antara sayap-sayap, sayap dan pengaku memanjang/longitudinal, atau
antara pengaku-pengaku memanjang). Secara umum, segmen plat ini memikul tegang-
an geser v sepanjang tepinya, tegangan normal fb dengan variasi linear sepanjang
tinggi h, ctan tegangan tekan fc akibat beban yang bertumpu langsung pada gelcgar
sepanjang jarak a. Analisa keadaan tegangan gabungan ini sangat rumit ctan tictak se-
suai untuk digunakan dalam perencanaan.
DaJarn bab ini, ketiga jenis tegangan (geser, v; tekanan merata, fc; dan tel<anan
dengan variasi linear seperti akibat lentur, fb) pacta tepi plat pertama ditinjau secara
tersendiri. Setelah dijabarkan secara terpisah, kriteria tegangan gabungan kemudian
diturunkan.
Tegangau dianggap tersebar mengikuti teori balok klasik di mana tegangan lentur
dihitung sebagai f= Mcfl dan tegangan geser dihitung sebagai v = VQ/It.
Pendekatan dasar yang digunakan di· sini sama seperti yang dijabarkan pada Bab
6.14 dan 6.15. Masalah tekuk inelastis (tak elastis) akibat tegangan residu (sisa), ek-
sentrisitas tak terduga, dan bengkokan awaJ ditcrapkan di sini untuk memperoleh
hubungan antara kekuatan dan angka kelangsingan seperti yang ditunjukkan pada
Gambar 6.15 .4.
Tekuk EIW>tis Akibat Gescr Murni
Tegangan tekuk elastis untuk suatu plat ditentukan oleh Persamaan 6.14.28 sebagai

19. 6 STRUKTUR BAJA
untuk kasus geser murni (Jihat Gambar 11.2.2), Persamaan
sebagai (dengan mengganti F dengan T untuk tegangan geser)
ｔ ｾ＠ ｫＭＭ ＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭ ＭＭＭＭＭＭ Ｉｾ＠
12(1
6:14.28
[6.14.'21S)
bisa dituliskan
( 11.2 I)
di mana untuk kasus tepi bertumpuan sederhana (yakni perpindahan dicegah tetapi
rotasi terhadap tepi tidak dikekang),
r-----------------------5151 pemlck
k ',34 t- 4,0 (
Penurunan persamaan ini bisa dilihat pada buku Timoshenko dan Woinowski-Krieger.*
---
1[]1
ｩｯｾＩ＠ t:lemen vang
r murn•
(h) Teganqan u 1arn.1
P<.UJ et men
yang"mengalamr
gcsc murm
<ramhar l l.2.2 Teori geser klasik.
-T
/ t/
Cc) Tegangan utama
pada p n•l
vang menga! m
gesu murn
Untuk pcrencanaan , Persamaan I1.2.1 dan I I .2.2 biasanya dinyatakan dalam h
(linggi badan lanpa sokongan) dan a Qarak. antara pengaku). Bila hal ini dilakukan,
maka ada dua kasus yang harus ditinjau :
I. Jika afh ｾ＠ I (lihat Gambar 11 .2.3a), Persamaan 11.2 .1 menjadi
T, ( 11 :.31
2. Jika aflz ｾｉ＠ (lihat Gambar 11.2.3b), Persamaan 11.2.1 menjadi
T (11 2 4 )

20. GELEGAR PLAT 7
r r
rJr Pcngaku
Ｏ ｰＧＢＧＧＧＢ ｾｬ＠ fh
+ 1 ll a- ... a
Gambar ＱＱ ｾ＠ Dua keadaan dari jarak pengaku antara.
Jelaslah dari Persamaan 11.2.3 dan 11.2.4 bahwa jika kita hendak memakai hj t se-
bagai rasio stabilitas pada penyebut, maka dua persamaan untuk k diperlukan. Untuk
semua harga ajh, Persamaan 11.2.3 dan 11.2.4 bisa dituliskan sebagai
(11 25 )
dengan
k - 4,1l+5,34/ta/lt)2
untuk a!h;s.; I ( 11.2 6)
k 4,0/(a!h)2
ＢｾｾＴ＠ untuk all1 (11.2 7)
Dalarn AISC-1.105, Persarnaan 11.2.5 ditulis dalam bentuk tanpa dirnensi, dengan
mendefinisikan koefisien Cv sebagai perbandingan antara tegangan geser pada saat
tertekuk dan tegangan leleh geser,
T r
(I ) 2 8)
yang merupakan Cv untuk stabilitas ekzstis. Substitusi E = 29.000 ksi, 11 = 0,3 dan
ry =Fy/.../3-(Persamaan 7 .S.9) menghasilkan,
c rr.z(29.000)J3 k
12o o,09) F..Chlrf
45,000k
(11.'2.41
yang berlaku bila ra masih di bawah batas proporsional elastis, seperti yang ditunjuk-
kan pada Gambar 11.2.4.

21. 8 STRUKTUR BAJA
Pe rsamaan 11.2.11 ｵ ｮｴｵｫｃｶ ｾＰＮＸ Ｑ＠ n I
(tekuk inelastis) 1 ｾ＠
/ Batas proporsional
Persamaan 11 .2.9 untuk Cv ｾ ＰＮＸ＠
(tekuk elastisl
hl r
Gambu 11.2.4 Tekuk plat yang mengalami geser murm.
Tekuk Inelastis Akibat Geser Mumi
Seperti pada semua keadaan stabilitas, tekuk inelastis yang terjadi ketika tegangan
kritis mendekati tegangan leleh diakibatkan oleh tegangan residu dan ketidak-sempurna-
an. Kurva transisi untuk tekuk enelastis telah diturunkan oleh Basler (3] berdasarkan
penyesuaian kurva dan basil percobaan dari Lyse dan Godfrey [4]. Pada daerah trans-
sisi antara tekuk elastis dan daerah leleh.,
Ter= VＧｾＧ｢ＱＱｕｓＮ＠ 'I'Jmw
rrop ,1, ·
( I I Ｎ ｾ Ｎ Ｑ ＰＩ＠
Batas proporsional diambil sebesar 0 ,8Ty, (lebih besar dari yang dipakai untuk tekan-
an pada sayap), karena pengaruh tegangan residu lebih kecil. Pembagian Persarnaan
11 .2.10 dengan Ty untuk memperoleh Cv dan pemakaian Persamaan 11.2.9 meng-
hasilkan
(
"' ":"er
,=- =
'Tv
yang .ditunjukkan pada Gambar 11.2.4.
Lentur pada Bidang Badan
(OS) 45.0HOk
' Fv(h/ t)2
ｾｻｫ＠
h/t Ｂｾ＠
(11.2.I I)
Seperti pada semua masalah stabilitas plat, tegangan tekuk elastis ditentukan oleh
Persarnaan 6.14.28,
16.14.281
yang dalam hal ini b = h.
Penurunan harga k secara teoritis untuk lentur pada bidang plat (Gambar 11.2.5)

22. GELEGAR PLAT 9
dijabarkan oleh Timoshenko dan Woinowski-Kriger.* Untu.k sembarang jenis pem-
bebanan, k bergantung pada rasio bentuk (aspect ratio) ajh {lihat Gambar 11.2.5)
dan kondisi tumpuan sepanjang tepi. Jika plat bisa dianggap terjepit sempurna (penge-
kangan sempurna terhadap rotasi tepi) sepanjang tepi yang sejajar arah pembebanan
(yakni di tepi yang disambung dengan sayap), maka harga k minimum untuk sem-
barang rasio ajh menjadi 39,6. Jika sayap dianggap tidak mengekang rotasi tepi, maka
harga k minimum menjadi 23,9. Variasi k terhadap rasio ajh ditunjukkan pada Gam-
bar 11.2.6.
T
h
J
Cambu 11.2.5 Plat badan yang mengalami momen murni.
44
.>t 39.6
..f'..X
36
lJ
v - ·s.sf ..._ h
ｾ＠ _ t
I
" Kekakuan terhadap
rotasi tepi
ｾ ｾ ｟ＬＮ ｾ ｩｴＩ＠
t : 100
e =10
23,9ＲＸ ｾｾ ﾷＭＭt.s. = tumpuan sederhana
0,3 1,1 1,5 1,9 2,3
Cambar 11.2.6 Koefisien tekuk untuk plat yang mengalami lentur murni. (Dari Handbook of
Structural Stability, Volume 1.(51 (halaman 92)J .
Ｂ ｐｵ ｾｴ｡ ｫ ｡＠ 40 , ｂ［ｾ ｢＠ 6, halaman :73-371.

23. 10 STRUKTUR BAJA
Jadi, tegangan kritis (dengan E = 29.000 ksi) bisa dikatakan terletak antara
h27.000 k .
F - '"''' Ut/I)'
untuk k =ＲＳ Ｎ ｾ＠ (tumpuan sederhana di sayapl
dan
1ms.ouo .
,.. I - I . ""'( 1/t)
untuk k = 39 ,6 Uep11sempurna di ｾ｡ｹ｡ｲ｜＠
Walaupun setiap gelegar memiliki derajat pengekangan sayap yang berlainan,
sambungan badan ke sayap yang dilas penuh tentunya mendekati kasus jepit sem-
purna. Oleh karena itu, harga k cukup beralasan bila diambil secara sembarang men-
dekati 39,6, misalnya harga minimum ditambah 80% dari selisih harga minimum dan
maksimum. Kita bisa mengatakan bahwa
F..
954 ooo---,- ksi
Ut/Cl"
( 11 .2.121
adalah tegangan ketika tekuk elastis hampir terjadi akibat lentur pada bidang badan.
'Tekuk lentur" ini tidak akan terjadi jika
( 11.2.13)
Gamh.u 11 ｾ＠ 7 memperlihatkan hubungan stabilitas elastis berdasarkan logika di atas.
h 975
ｆ Ｌ ｾＯ＠ r = -;_;F,. ksi
' ｾ Ｍ 954.000 k.er - - - SI
(h/t) 2
r = tebal plat
hit
Gambar 11 .2.7 Tekuk plat akibat lentur pada bidang badan.
Oleh karena badan hanya memikul sebagian kecil dari mop1en lentur total yang
ditahan gelegar, pengabaian daerah transisi akibat tekuk inelastis tidak berpengaruh.
Gabungan Ge,cr d'ln L<'ntur
Walaupun tegangan Jentur dan geser pada daerah tertentu sepanjang bentang gelegar
biasanya bisa ditinjau secara terpisah, umumnya gabungan tegangan geser dan lentur

24. GELEGAR PLAT 11
selalu ada. Timoshenko dan Gere [6) menunJul<:kan bahwa bila rfrcr <0,4, pengaruh
tegangan geser pada harga tegangan lentur kritis sangat kecil. SSRC Guide [7] me-
nyarankan rumus interaksi pendekatan berikut yang sesuai dengan perhitungan teo-
ritis untuk stabilitas elastis,
( 11 .2.14)
dengan fb dan r masing-masing adalah tegangan lentur dan geser, yang secara bersama-
sama mengakibatkan ketidak-stabilan elastis.
Tekuk Elastis Akibat Tekanan Merata
Beban transversal yang berat pada gelegar plat biasanya dipikul oleh pengaku tumpuan
(bearing stiffener) sehingga tegangan tekan fc (seperti yang ditunjukkan pada Cam-
bar 11.2.1) umumnya kecil. Namun, bila badan terbuat dari plat yang tipis, beban
merata sekalipun akan menimbulkan tegangan tekan yang cukup besar hingga badan
tertekuk secara vertikal. Kelelehan setempat, yakni pelipatan (crippling) badan, yang
bisa terjadi di kaki lengkungan profit balok telah dibahas pada Bab 7.6. Sementara
pengaruh setempat tentunya harus diselidiki, badan gelegar plat yang tipis juga bisa
mengalami keruntuhan keseluruhan, yakni tekuk vertikal akibat tekanan transversal.
Gambar 11.2.8 Plat dengan tekanan merata.
Tinjaulah kembali keadaan yang dibahas pada Bab 6.14, yaitu plat dengan tekan-
an merata dalam Gambar I 1.2.8. Penyelesaian yang diperoleh dalam Bab 6 (Persamaan
6.14.28) bisa dikhususkan bagi gelegar plat. Lebar tepi yang dibebani (b) menjadi
jarak antara pengaku a (yakni lebar daerah yang bebannya bisa dianggap terbagi rata).
Panjang a dalam Gambar 6.14.7 menjadi tinggi badan tanpa sokongan h pada gelegar
plat. Persamaan 6.14.28 dan 6.14.29 meniadi
dengan
I F = k 1T 2E
" 12(I ｾ＠ p. ')(a/I)'
k = r-...!.__ .L m(a{h)J
2
m(a/h)
(11 .2. 15)
(1 1.2.16)

25. 12 STRUKTUR BAJA
di mana m menunjukkan jumlah setengah gelombang yang terjadi sepanjang tinggi h
pada saat tertekuk.
Jika rasio stabilitas hft hendak diletakkan pada penyebut dalam Persamaan
11.2.15 , pembilang dan penyebut harus dikalikan dengan (ajh)2
sehingga
I ( 11.2.17)
di mana
k [ t ]lk.. = (aJh)2 = m(a/h)2 +m {I I .2.18)
Oleh karena persamaan tunggal untuk k bagi semua harga ajh lebih disukai, batas-
batas praktis dari rasio ajh yang sesungguhnya harus ditinjau. Bila ajh semakin besar,
yakni jarak antara pengaku relatif besar terhadap tinggi, maka kc R:: m2
. Harga mini-
mum diperoleh jika m =1, yang pada dasarnya merupakan kolom sendi-sendi Euler.
Basler [8] mengemukakan bahwa karena tegangan tekan sesungguhnya bervariasi
dari maksimum di puncak plat badan sampai mendekati no! di dasar badan, Persama-
an 1I .2.18 terlalu berlebihan. Atas alli£an ini, ia mengusulkan harga kc minimum di-
ambil sama ct·engan 2 sebagai ganti dari I .
Pada keadaan ekstrim lainnya {yakni jarak antara pengaku yang rapat), kekuatan
akan bertambah besar. Dari kurva C pada Gambar 6.15.2 terlihat bahwa hila rasio
panjang plat dengan lebar tepi yang dibebani meningkat, harga k akan mendekati 4.
Agar berlaku bagi dua keadaan ekstrim tersebut, Basler menyarankan pemakaian
( I r.2.19)
yang diperbandingkan dengan Persarnaan I 1.2.18 untuk m = pada Garnbar 11.2.9.
Untuk hja yang rendah {yakni jarak antara pengaku yang lebar), karena intensitas
tekanan dari atas ke bawah mengecil, Persamaan 11.2.19 tentunya harus melampaui
Persarnaan 11.2.18. Bila jarak antara pengaku semakin rapat, variasi tegangan tekan
sepanjang tinggi h lebih kecil pengaruhnya. Untuk hja yang lebih besar dari 2, Per-
samaan 11.2.18 dan 11.2.19 akan saling berimpit. Jadi, wa1aupun Persamaan 11.2.19
tidak dibuktikan secara khusus, hasilnya cukup logis.
Pembahasan di atas dan Persamaan 11.2.19 berlaku untuk keadaan di mana pe-
ngekangan dari sayap terhadap rotasi tepi plat badan yang tertekan bisa diabaikan.
Bila tepi yang dibebani dijepit atau dikekang sempuma terhadap rotasi, harga k akan
lebih besar , seperti yang ditunjukkan oleh kurva C(garis terputus) pada Garnbar 6.15 .2.
Untuk jarak antara pengaku yang renggang (ajb pada Garnbar 6.15 .2 kecil), pengaruh
pengekangan ujung meningkatkan stabilitas sehingga k bervariasi dari 5,5 ke atas bila
ratio tinggi gelegar/jarak antara pengaku menurun di bawah 1,5. Sebaliknya, untuk
pengaku yang jaraknya rapat, harga k minimum adalah sekitar 4 , yang sama seperti
keadaan tanp,a pengekangan rotasi di tepi yang dibebani. Atas alasan ini, Basler [8]

26. GELEGAR PLAT' 13
mengusulkan pemakaian
-,----- (11.2.20)
yang menaikkan harga kc untuk pengaku yang jaraknya renggang dan mendekati
harga yang dihasilkan Persamaan 11.2.19 bila afh kecil. Kembali, walaupun koefisien
kc tidak dapat diturunkan secara teoritis, hasilnya bisa diterima.
6,o f I
4,0
2,0
_I ""'"k ＢＢＧＢｾ＠ ""' ＢＢＧｾＧＧＢＧ＠dari maksimum di puncak
sampai nol di dasar
Persamaan 11 .2.19
k • [ -
4 i 2]l-- - - < lalhl'
I
Pengaku
Untuk tekanan merata
pada seluruh panjang plat, h
Persamaan 11 .2.18 dengan m = 1
k = - - t m
[
1 ]1
< mliJ/hl 2
h/a
Ｍ ｾ＠
Sayap
I
l h
L a _J
t = tebal badan
Gambu 11.2.9 Koefisien tekuk untuk tekuk vertikal akibat tekanan transversal, Fer = kc1T2 El
[12(1 - p2)(h/t)2].
Tegangan fc akibat beban merata pada sayap gelegar bisa diperoleh langsung de·
ngan membagi beban merata w per inci dengan tebal t (Gambar I1.2.10a). Menurut
Basler [8] , beban terpusat bisa disebar sepanjang lebar panit (Gambar 11 .2.IOb) atau
sepanjang tinggi badan (Garnbar 11.2.10c), tergantung mana yang menghasilkan te·
gangan fc terbesar.

27. 14 STRUKTUR BAJA
! • "' KETI' -ST ·BIL .,"J P DA SA'r AP ｔｅｋａｾ＠
Ketidak-stabilan pada sayap, yakni r ·J- u r L:ueral. telah dibahas dalam Bab 9 .
Plat-plat sayap pada balok prom giling dihubungkan oleh badan yang relatif tebal
sehingga kedua sayap bekelja sebagai satu kesatuan (kekakuan puntir yang besar)
ketika ketidak-stabilan lateral hampir terjadi. Bila hjt plat badan diperbesar, pengaruh
dari sayap tarik menurun (kekuatan kolom sayap tekan berdasarkan kekakuan lentur
lateral lebih dominan). Jika h/t melampaui harga kritis untuk tekuk akibat lentur
pada bidang badan, maka penampang lintang akan berlaku (untuk memikul tegangan
lentur) seolah-olah sebagian badan tidak ada. Akibatnya, sokongan vertikal yang di-
berikan oleh baoan pada sayap tekan akan banyak berkurang dan kemungkinan r k1 ｾ＠
•r 1
1 harus ditinjau. Juga, setelah sokongan badan terhadap sayap ber-
kurang, r ' ;, sayap yang berbentuk T (gabungan sayap dan segmen badan)
cenderung terjadi, tergantung pada tebal badan dan ba.oyaknya bagian badan yang
bekerja sebagai satu kesatuan dengan plat sayap. Ragam tekuk (buckling mode) sayap
tekan yang berlaku sebagai kolom diperlihatkan pada Gambar 11.3.I .
r,. Ｍ ｾ＠ f =.f..
ｲ ｾＺ＠
c at
J
rurrrul
j ｾ＠ T
r
h
ｾ＠ l _j
t • tebal badan
L a ｾ＠
la (hi
Cambar 11 2 10 Penyebaran beban yang disarankan untuk menyelidilci kestabilan badan yang
memikul tekanan langsung.
Gamhar 11.3.1 t·1) Tekuk lateral, Cbl tekuk puntir, (cl tekuk vertilcal.
Tekuk Puntir Lateral
Teori mengenai kelakuan ini telah dijabarkan dalam Bab 9. Tegangan tekuk elastis

28. dihitung menurut Persamaan 9.4.1,
/ er
c....liii;Gi
r.; I
di mana semua sukunya telah didefmisikan pada Bab 9.4.
T.. tl V r .. I
GELEGAR PLAT 15
194 IJ
Ragam keruntuhan yang potensial ini hanya dijumpai pada kasus di mana tekuk ter·
jadj akibat Jentur pada bidang badan (yang disebut "tekuk lentur"), yaklli bila h/t
melampaui ＹＷＵ Ｏ ｾ＠ (Persamaan 11.2 .13). Untuk kasus ini, sayap bisa dibayang·
kan sebag& batang tekan yang independen terhadap bagian gelegar l&nnya {lihat Gam-
bar 11.3.2).
- t l
h
Sayap bekerja
secara independen
setelah " tekuk lentur"
terjadi
Kekuatan. dari badan
yang d iperlukan
agar penopang
menjadi kecil
Gambu 11. , Pengaruh "tekuk lentur" badan.
Dengan mengab&kan suku yang berordo tmggj, lengkungan gelegar menimbuJ.
kan komponen gaya sayap yang mengakibatkan tegangan tekan pada tepi-tepi badan
yang berhubungan dengan sayap seperti pada Gambar 11.3.3. Bila badan stabil terhadap
tegangan tekan akibat komponen transversal dari gaya sayap tersebut, sayap tidak
dapat tertekuk vertikal. Dalam penjabaran berikut, sayap dianggap tidak memiliki
kekakuan untuk menahan tekuk vertikal.
Berdasarkan Gambar 11.3.3, deformasi total €[ dx sepanjang jarak dx adalah
I h
I ( IU.ll(I fix :::r ｲｊｾ Ｍ
2
[ B
I､ ｾ ＺＺ｣Ｎ＠ dx (11 .3 2)
lt
Seperti yang ditunjukkan pada .Gambar 11.3.4a, komponen vertikal yang me-
nimbulkan tegangan tekan adalah UJAJfi</1. Setelah dibagi dengan t dx untuk mem-
peroleh tegangan tekan fc yang diperlihatkan pada Gambar ll .3.4b, Persamaan I 1.3.2
untuk d</J dimasukkan s.ehingga

29. 16 STRUKTUR BAJA
).
Sayap
·, I
---
h
2
-i -
h
2
A,a,
E, = regangan sayap
Deformasi total
sepanjang jarak dx
/
､ｾ＠
Gambar 11.3 3 Gaya sayap a.kibat lengkungan gel.qar.
Berdasarkan Persamaan 6.4.28, tegangan tekuk elastis untuk plat adalah
(11.3.3)
16.4.28)
di mana b = h dan k "' 1 untuk kasus plat Euler yang dianggap bebas sepanjang tepi
yang sejajar pembebanan dengan sendi di puncak dan di dasar. Jadi,
ou ·n
Dengan menyamakan tegangan yang bekelja (Persamaan 113.3) dan tegangan kritis
(Persamaan 11.3.4), kita peroleh
(11.3.5)

30. GELEGAR PLAT 17
(11.3 .6)
t = tebal badan
d</>
laI (h)
Gambar 11.3.4 Pengaruh komponen gaya sayap yang tegal<Jurus plat sayap.
or secara konservatif dianggap harus mencapai tegangan leleh Fy agar kapasitas
batas dari sayap tercapai. Juga, jika tegangan residu F, bekerja pada sayap dengan
distribusi seperti yang ditunjukkan pada Gambar 11.3.5 , maka regangan sayap total
akan sama dengan jumlah tegangan residu ditambah tegangan leleh; dengan demikian,
r I 1 (11.3 .7)
Regangan ini adalah regangan sayap di dekat badan yang diperlukan. Pada Gambar
11.3.5c, tegangan berubah dari F, yang bersifat tarik (titik A) ke Fy yang bersifat
tekan (titik B).
(a) Tegangan
residu
(b) Tegangan
rata-rata
vang diberikan
Tegangan
akhir
Gambar 11.3.5 Pengaruh tegangan residu.
8
(c )
Substitusi Of= Fy, Ef =Persamaan I 1.3.7, E =29.000 ksi, dan p. =0,3 ke Per-

31. 18 STRUKTi.JR BAJA
samaan 11.3.6 menghasilkan
ｾｾｾｾｾｾｾｾｾｾｾｾｾｾ＠
(11.3.8)
yang merupakan harga h/t maksimum yang konse.rvatif untuk mencegah tekuk ver-
tikal. Basler [9] menyatakan bahwa Aw/At jarang sekali kurang dari 0,5 dan F, =
16,5 ksi merupakan harga yang realistik. Jika harga-harga ini dimasukkan, maka
'mMQ ·"i .
Terlihat bahwa Persamaan 11.3.9 diturunkan tanpa memandang adanya pengak.u.
Pengaruh pengaku tentunya akan menaikkan kapasitas tekuk di atas harga yang di-
tentukan oleh Persamaan 11.3.4. Pengujian [11] yang dilakukan pada gelegar campur-
an dengan sayap A514 (Fy = lOO ksi) menunjukkan bahwa dalam perencanaan, h/t
dapat diambil secara konservatif sebesar 250 jika afh <; 1,0, dan 200 bila afh antara
1,0 dan 1,5 . Untuk kekuatan leleh lainnya, batasan 200 ini bisa dituliskan sebagai
2000/VFy bila afh <; 1,5 .
Tekuk Puntir
Jika sayap gelegar dibuat selebar mungkin untuk menghasilkan daya tahan yang besar
terhadap tekuk puntir lateral, tekuk puntir plat sayap dan bagian badan yang ber-
dekatan masih mungkin terjadi pada tegangan kritis yang lebih rendah dari yang di-
tentukan oleh Persamaan 9.4.1. Tekuk puntir pada dasarnya adalah tekuk pada plat
dengan· tekanan merata yang bebas sepanjang satu tepi dan bersendi pada tepi lainnya
(Kasus E, Gambar 6.15.2). Pembatasan rasio lebar-ketebalan (br/2tr) dalam spesift.kasi
perencanaan biasanya memadai untuk menghindari tekuk puntir sebagai ragam ke-
runtuhan yang potensial.
11.4 KONDISI PURNA-TEKUK PADA PLAT BADAN
Berbagai jenis stabilitas plat badan yang dibahas dalam Brtb 11.2 semuanya didasar-
kan pada teori lendutan yang kecil di mana posisi tertekuk merupakan posisi keseim-
bangan yang tidak stabil, yang hampir lurus seperti sebelum tertekuk. Pada saat ter-
tekuk, plat badan mengalami perpindahan ke-luar bidang yang kecil sehingga beban
kritis sulit ditentukan secara eksperimen. Setelah perpindahan ke luar bidang yang
kecil terjadi, tegangan membran tarik timbul pada pusat ketebalan bidang; hal ini
cenderung membuat plat stabil. Setiap elemen plat dikekang oleh semua elemen yang
bersebelahan. Karena pengaruh membran ini timbul secara bertahap selama pembeban-
an gelegar plat, tekuk mendadak seperti pada batang tekan tidak terjadi. Gambar 11.4.1
menunjukkan perbandingan antara kurva beban-lendutan untuk batang yang diisolir
dan plat seperti badan gelegar plat.

32. GELEGAR PLAT 19
Tekuk batang yang sesungguhnya
Tekuk yang sesungguhnya pada plat
dengan tepi yang ditopang
seperti badan gelegar plat
Lendutan ke luar bidang, ｾ＠
Gambar 11.4.1 Perbandingan antara tekuk plat dan tekuk batang yang langsing.
Badan gelegar plat pada dasarnya tidak bisa runtuh bila sayap dan pengaku yang
mengelilinginya juga tidak runtuh. Tekuk badan menimbulkan redistribusi tegangan.
Bila sayap dan pengaku mampu menahan bagian beban yang bertambah besar, gelegar
tidak akan runtuh.
11-5 KEKUATAN LENTUR BATAS PADA GELEGAR- KEKUATAN
PURNA-TEKUK PADA BADAN YANG MENGALAMI LENTUR
Berdasarkan pembahasan pada Bab 11 .2, badan akan tertekuk akibat tegangan
lentur kecuali (menurut Persamaan 11.2.13),
h 975
-<-===
.Jpcn ksi
[11.2.13]
Seperti yang dijabarkan pada Bab 11.4, tekuk seperti ini tidak menyebabkan gelegar
kehilangan daya gunanya. Gambar ll .5 .l menunjukkan kapasitas momen batas suatu
gelegar yang dipengaruhi oleh h/t. Perlu diingat bahwa kapasitas momen batas gelegar
yang tinggi merupakan fungsi dari
h
di mana - menentukan ketidak-stabilan badan (tekuk lentur)
t
L
(11.5 .I)
- menentukan ketidak-stabilan lateral pada sayap (tekuk puntir lateral)
Ty
b
- menentukan tekuk setempat (atau tekuk puntir) pada sayap
tr
Aw ,
- menentukan pengaruh purna-tekuk badan pada sayap
At

33. 20 STRU KTUR BAJA
F, Fr Fv
lr 11
ｲｾﾻ＠
I IMomen
plastis penuh
Mu =Mr Mu < Mv
Pers. 11 .3.9
untuk alh ｾ＠ 1,5
I
I..- Daerah perencanaan agar
I berat gelegar minimum
0 162 320
Web slenderness ratio, h/r
Gambar 11.5.1 Kekuatan lentur gelegar yang dipengaruhi oleh tegangan lentur pada plat badan :
baja A36.
Dengan menganggap bahwa tekuk puntir lateral dan tekuk setempat dicegah se·
perti anggapan yang digunakan pada Gambar 11.5 .1, variabel dari fungsi di atas men-
jadi
M］ ｊｾ＠ A.).. 't'Ar (11.5 .2)
Bila kekuatan purna-tekuk gelegar diperhitungkan, kapasitas gelegar akan naik dari
garis BC ke garis BD pada Gambar 11.5.1. Letak garis BD yang sesungguhnya ber-
gantung pada Aw/Ar.
Contoh 11.5.1
Dengan menganggap h/t = 320, tentukan persarnaan untl,!)< Mu/My (titik D, Gambar
11.5.I) sebagai fungsi dari Aw/AJ-

34. GELEGAR PLAT 21
PENYELESAIAN
Karena hjt =320,- "tekuk lentur" terjadi pada tegangan lentur yang rendah. Tekuk
ini tidak menunjukkan momen lentur maksimum yang dapat dipik:ul; namun, hila
beban diper)>esar, tegangan lentur pada bagian tekan. dari garis netral menjadi tidak
linear. Untuk mempertahankan pemakaian rumus lentur Mcjl, penampang efektif
yang <liredusir harus digunakan. Penampang yang diredusir mengabaik:an sebagian
besar plat badan yang berada dalam daerah di mana tekuk (lengkungan ke luar bidang)
telah terjadi. Penampang efektif yang ditunjukkan pada Gambar 11 .5.2 diusulkan oleh
Basler (9].
(a) Tentukan letak garis netral. Dengan menyamakan momen statis terhadap
gariS netral diperoleh
t(kh)
2
3 (61 )A1
(kh)+-
2
-= A1(1- k)h+
32
h
64
h- kh t
Pembagian dengan Apa monjadikan :
th 3 (61 ) thk+k2
-=(1-k)+- --k -
2A1 32 64 A1
DCBgan memperhatik:an bahwa th = Aw dan memasukkan p = Aw/At, kita peroleh
(a)
Gambar 11.5.2 Penampang efektif yang memikullentur ketika tekulc sayap vertikal hampir terjadi.
(b) Tentukan momen inersia efektif.
Substitusi th iw dan p = Aw/Atmenghasilkan

35. 22 STRUKTUR BAJA
(b)
(c) Tentukan kapasitas momen batas Mu . Dengan menganggap serat tekan yang
terluar mengalami tegangan leleh Fy,
ｆｹｬｾ＠
(1- k)h
(c)
(d) Tentukan kapasitas momen My dengan menganggap semua bagian penampang
tetap elastis (dan karenanya efektif) dan tegangan serat terluar sama dengan Fy. Konsep
luas sayap yang ditunjukkan pada Gambar 11.5 .3 akan digunakan untuk menurunkan
persamaan bagi My. Kapasitas momen pendekatan untuk badan adalah (Gambar
11.5.3a)
(d)
yang menganggap tinggi badan sebagai jarak antara titik berat sayap, dan tinggi ke-
seluruhan sama. Kapasitas momen dari sistem luas sayap ekuivalen (Gambar 11.5.3b)
adalah
Mekuivalen =[Ajh (e)
Dengan menyamakan Persamaan (d) dan (e), luas sayap ekuivalen A{menjadi
A(=t th =iAw (f)
(a) Kondisi Y<llg sesungguhnya. (b) Kondisi ekuivalen
Gambar 11.5.3 Luas sayap ekuivalen sebagai pengganti badan.
Kapasitas momen gelegar bila teganganf = Fy menjadi
My= Fy[Ar+ｾｷ＠ ]h (g)
= FyA1h(1ＫｾＩ＠ (h)
Ordinat vertikal titik D pada Gambar 11.5.1 diperoleh dengan membagi Persamaan

36. GELEGAR I'LAT 23
(c) dengan Persamaan (h):
!!. k3 + k2+ (1- k)2 + 3p (61_k)2
M., 3 32 64
Ｍ ］ ＭＭＭｾＭＭＭＭＭＭＭＭ
Mv (1- k)(l +p/6) (i)
yang grafiknya diperlihatkan pada Gambar I 1.5.4.
Per,s . j, garis. lurus
1,0
Untuk ｾ ］＠ 360 !30r = ｾ Ｒ＠ J
0,9
Mu
M,
0,8
Pers. i,
'"'''':"::'2bojo ''"''" Fy • 33 k•il
ｾＭＭ
0,7
h 3untuk -; = 320 (30t =
32 ll)
(Maksimum untuk baja dengan Fy = 36 ksi)
0,6
1,0 2,0 3,0 4,0 . 5,0
Gambar 11.5.4 Pengurangan kapasitas momen dengan menyertakan kekuatan purna-tekuk pada h/t
maksimum untuk baja A36.
Berdasarkan Gambar 11.5.4, variasi Mu/My dapat didekati oleh garis lurus untuk
Aw/At dari nol sampai tiga dengan kemiringan -(1 ,00- 0,73)/3,0 = -0,09.
Jadi, pada h/t =320,
M.. = 1 0-0 09 Aw
My ' , . A,
Terlihat bahwa garis lurus ini lebih mendek2.ti untuk h/t = 360, yakni keadaan yang
menjadi dasar penurunan persamaan linear ini [9], dari pada untuk h/t = 320. Untuk
baja yang berkekuatan lebih tinggi, harga h/ t·maksimum untuk mencegah tekuk vertikal
sayap lebih kecil dari 360, dan bagian badan (yang lebih kaku) yang bekerja sama
dengan sayap lebih besar sehingga reduksi pada Mu/My lebih besar.
Reduksi linear berdasarkan Persamaan 0) nampaknya tidak konservatif, tetapi
hanya berbeda beberapa persen dari kurva ya'f}g lebih akurat dengan menggunakan 30t
sebagai tinggi badan efektif yang ikut serta dengan sayap tekan.
. Percobaan-percobaan [9] telah membuktikan ketepatan metode reduksi linear ini
dengan h/t =360 sebagai dasarnya.
Pengurangan Tegangan Sayap Nominal untuk Mu< My
Berdasarkar ｾ｡ ｭ＠ bar 11.5.1, secara logis variasiMu/My dari titik B ke D dapat dianggap
linear. Jadi, ..J uksi pada Mu/My per Aw/At per h/t yang lebih besar dari reduksi di

37. 24 STAUKTUA BAJA
titik B adalah
Kemiringan per Aw/At 0,09
320
_
162
=
158
= 0 ,00057 (bulatkan 0,0005)
Jadi, dengan menganggap variasinya linear, Mu/My untuk daerah dari titik B ke D
(Gambar ll.5.1)adalah
ｲＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭｾｾＭＭＭＭｾ＠
Ｑ｜ｾ｜｜＠ ｍＺ ｬＮＱｫ ＱＬＰＬＮＮＮＮＮｾｖＩＨＩＰＤＺ＼ＱＢＧＨｾＭ Ｙ
［Ａ［Ｉ＠ ｾｾＺ＠ 01.5.3)
M" Ar t vFv
Jika perhitungan tegangan Ullakukan dengau n11:atggunakan sifat-sifat penampang bruto,
maka tegangan batas nominal menjadi Mu/S =Fult· Karena Fy =My/S, Mu/My= Fu1tfr),
jadi. .I
= [ - > ｾＨＡＡ ﾷＢＭ ＹＷＵＩ｝＠F111, F..'/ 1,0 0.,000.5 r=
A r t v Fv
(11.5.4)
Persamaan 11.5.4 menganggap stabilitas tidak berpengaruh terhadap sayap tekan.
Namun jika tekuk puntir lateral sayap tekan menghasilkan Fer < Fy. maka Fy dalam
Persamaan 11.5.4 harus diganti dengan Fer· Secara umum,
(I 1.5.5)
_Ringkasnya, pembaca harus ingat bahwa jika Fer ;:.:. Fy dan h/t melampaui 975/
v'l:-y, maka tegangan serat terluar pada dasarnya sama dengan Fv bila M= Mu- Namun,
sifat penampang yang digunakan adalah sifat penampang yang diredusir, seperti pacta
Garnbar 11.5.2. Untuk kasus sayap yang stabil.
Mu= ｆ ｹ ｓ ｾ ｲ･ｾｴｩｦ＠ =Fu.ltSpenuh I (11.5.6)
Penggunaan tegangan yang diredusir pada penampang bruto memberikan kapasitas yang
sama seperti jika kondisi yang sesungguhnya digunakan. Pembahasan di atas untuk
badan yang mengalami purna-tekuk sama konsepnya seperti yang dipakai untuk elemen
plat yang diperkuat dalam Bab 6, Bagian U.
11.6 KEKUATAN LENTUR BATAS-GELEGAR CAMPURAN
Seperti yang dijabarkan di atas, gelegar aengan h/t yang besar dapat tertekuk badannya
akibat tegangan lentur sehingga daya pikul sayap tekan yang diperlukan bertambah
besar. Kebutuhan daya pikul ekstra pada sayap juga dijumpai bila ge1egar campuran
(hybrid) digunakan. Gelegar campuran adalah gelegar y·ang sayapnya terbuat dari baja
yang berkekuatan lebih tinggi dari pada badan. Pemakaian gelegar campuran terutama
ekonomis pada konstruksi komposit, seperti yang dibahas pada Bah 16.9.
Kelakuan yang khas pada gelegar campuran ialah badan yang berkekuatan lebih
rendah meleleh sebelum kekuatan sayap maksimum tercapai. Ketika kekuatan lentur
gelegar campuran tercapai, peran serta badan gelegar campuran lebih kecil dari peran
serta badan gelegar yang hanya memakai satu mutu baja.

38. GEL:EGAR PLAT 25
Frost dan Schilling (10) menyelidiki gelegar campuran yang memikul beban statis.
Segi-segi tehnis dan saran perencanaan untuk gelegar campuran diringkas oleh Joint
ASCE-AASHO Committee yang diketuai C.G. Schilling [11). Contoh berikut mem-
bandingkan karakteristik momen-rotasi gelegar campuran dengan karakteristik gelegar
yang hanya terdiri dari satu mutu baja untuk menunjukkan masalah-masalah khusus
pada gelegar campuran.
Contob 11.6.1
Untuk penampang pada Gambar 11.6.1 yang sifat penampangnya adalah lx = 13.640
inci4
dan Sx =910 inci3
, tentukanlah karakteristik momen-rotasi bagi penampang ter-
sebut (a) hila bahannya homogen dan hanya terbuat dari baja A514 Mutu IOOdan (b)
bila merupakan balok campuran A514/A36.
100
f = 29.000 . 0,00345
Sayap A5141Fv = 100ksil
f Badan ｾｘ＠ 26
A36 IFv =36 ksil
Mr-
30'' X - --jff- ----- -',£-'--1'-
1 r Ga-ri-sn-e-tr-al____
Lf=f-16"-1
36
E = 29.000
= 0,00124
Fv = 100 ksi
M
(a) Penampang (b) Regangan (c) Tegangan
Gambu 11.6.1 Penampang untuk Contoh 11.6.1; regangan dan tegangan ketika serat penampang
terluar mencapai Fy.
PENYELESAIAN
(a) Penampang homogen AS14 Mutu 100.
Regangan e =Fy/Es di serat penampang terluar:
Mv =S.Fy = 910(100}f2 = 7580 ft-kip
d F 100
E =2</> =t.=29
_
000
=0,00345
Momen plastis (atau kekuatan batas):
Z" =2[16(2)(14) +13(6,75)(6,5)] = 1020 inci3
MP= ZxFy = ＱＰＲＰＨＱＰＰＩＱｾ＠ =8520-ft-kip
(b) Penampang campuran A514/A36.
Regangan e =Fy/Es di serat badan terluar:

39. 26 STRUKTUR BAJA
f di serat terluar = 36 ｇｾＩ＠ =41,5 ksi
Myw =S,(41,5) =910(41,5}fi =3150 ft-kip
d . 41,5
E =2(/> =29,000 =OJ00143
Regangan e = Fy/Es di serat penampang terluar (Gambar 11.6.1 b dan c): Pada
keadaan ini badan sebagian menjadi plastis sedang sayap mulai meleleh.
My = {100 ｛ Ｒ
Ｈ ＳＲ
ｽｾ
ＱＴ
Ｉ
Ｒ
｝＠ + 36 ｛ｾ＠ ＨｾＩＨＱＰＬＷＸＩ Ｒ ｝＠
+36 ｛ＨＱＳＭＵＬＳＹＩＨｾＩ＼ＲＩ･
Ｓ
ＭＺﾷ
ＳＹ＠
+5.39)JJ1
1
2
Mv= 6968 + 44+ 315 =7330 ft-kip
Sayap yang plastis penuh dan badan yang plastis sebagian pada penampang campur-
an : Regangan di serat badan terluar menjadi (100/29.000) =0,00345. Jarak dari garis
netral ke titik pada badan yang tegangannya sama dengan 36 ksi adalah 4,67 inci.
Mpf ={100(32)(15)(2)+ 36 ｛ｾ＠ ＨｾＩＨＹＬＳＴＩ Ｒ ｝＠
+ 36 [(13 Ｍ ＴＮＶＷＩＨｾＩＨＲＩ･
Ｓ＠
-
2
4
•
67
+4,67) n
Ｑｾ＠
MPt =8000+ 33 + 331 =8360 ft-kip
Penampang campuran yang plastis penuh:
MP= [100(32)(15)(2)+ 36(13)(0,75)(6,5)(2)}b
M1, =8000 + 380 =8380 ft-kip
Hasilnya ditunjukkan pada Gambar 11.6.2 yang membandingkan kelakuan balok
campuran dengan balok homogen.
Ada dua kesimpulan pokok yang dapat ditarik dari Gambar 11 .6.2. Pertama, karena
badan mulai meleleh ketika beban mencapai 38 persen dari kekuatan berdasarkan
kelelehan sayap, pada beban kerja pun kelakuan inelastis dari badan harus diperhitung-
kan. Kedua, kekuatan penampang yang dihitung ketika sayap telah leleh seluruhnya tapi
badan hanya meleleh sebagian tidak berbeda jauh dengan kekuatan plastis penuh. Dalam
contoh ini, rasio Aw/Af (luas badan bahding luas sayap) hanya sebesar 0,61 . Untuk rasio
yang lebih tinggi, pengaruh badan meningkat, tetapi secara praktis pengaruh ini masih
belum menyebabkan kelakuannya berbeda jauh dari kelakuan gelegar yang seluruhnya
terbuat dari satu mutu baja. Kelelehan yang terjadi pada badan dicegah oleh sayap yang
elastis.
Untuk merencanakan gelegar campuran, Subcommittee 1 ASCE-AASHO Joint
Committee [11] menganjurkan agar pengaruh tersebut pada kapasitas gelegar campuran

40. GELEGAR PLAT 27
Penampang yang hanya terbuat
8364 dari baja A514
ｍｯ ﾷ ｾｾｾ ｾｾ ｾｾＭｾＭｾｾｾｾＭｾＭｾｾｾＭｾ］］］］ｾ］］ｾ］］］］］］］］＠
c:.,
E0
ｾ＠
7580
0,00143 0,00345
Campuran A514/A36,
sayap meleleh
Daerah 3,
badan elastis
1sayap plastis, ＭＭＭ ｾ＠
sebagian
Sayap mulai meleleh
campuran A514/A36
ｄ｡･ ｲ ｾ＠ 2, sayap - - - - - - Jelastis, badan - -
elastis sebagian
Badan mulai
meleleh, baja A36
. . cl
Fungs• rotas•, 2''
Gambar 11.6.2 Hubungan momen-rotasi untuk penampang pada Gambar 11.6.1 dcngan mcnganggap
tegangan residu sama dengan no!.
dengan badan yang kekuatan lelehnya lebih rendah diperhitungkan dengan salah satu
prosedur berikut:
I. Momen yang diijinkan harus dihitung berdasarkan momcn leleh pada sayap (titik
B pada Gambar 11.6.2) yang dibagi dengan faktor keamanan; atau
2. Momen yang diijinkan dihitung sebagai modulus penampang (momen perlawan-
an) elastis dari penampang penuh kali tegangan ijin yang diredusir pada serat
sayap terluar.
Baik AISC-1.10.6 maupun AASHT0-1.7.50 memakai cara yang kedua. Tegangan
ijin pada serat terluar untuk gclcgar yang hanya terdiri dari satu mutu baja diten-tukan
berdasarkan kekuatan lentur (lcrmasuk tckuk puntir lateral) dan kemudian dikalikan
dengan faktor reduksi untuk mcmpcrhitungkan kelelehan badan yang lebih rendah
kekuatannya. Jadi, tegangan ijin yang diredusir mcnurut AISC-1.10.6 adalah
dengan (3
x·
(11.6.1)
Aw/Af, rasio luas penampang lintang badan dengan luas pc.nampang
satu sayap
Fy {badan)IFy (sayap), rasio kekuatan leleh baja pada badan dengan
kekuatan leleh baja pada sayap

41. 28 STRUKTUR BAJA
Fb = tegangan lentur ijin, dengan memperhitungkan tekuk puntir lateral dan
menganggap batang seluruhnya terbuat dari satu mutu baja
F/, = tegangan Ientur ijin yang diredusir untuk memperhitungkan baja badan
yang lebih rendah kekuatannya pada gelegar campuran
Jika rasio hjt untuk badan cukup besar, "tekuk lentur" mungkin terjadi, seperti
yang dibahas pada Bab 11.5 untuk gelegar yang hanya terdiri dari satu mutu baja; dalam
hal ini pengurangan kekuatan berkaitan dengan stabilitas badan dan Persamaan 11 .5 .5
berlaku. Sebaliknya, Persamaan 11.6.1 menyatakan pengurangan kekuatan berdasarkan
kelelehan badan pada gelegar campuran.
Topik khusus gelegar campuran yang berkaitan dengan konstruksi komposit dibahas
dalam Bab 16.
11.7 KEKUATAN GESER BATAS- DENGAN MENYERTAKAN
KEKUATAN PURNA-TEKUK
Seperti yang dibahas pada Bab 11.2, tekuk plat akibat geser murni, bail< elastis maupun
inelastis, menimbulkan tegangan geser kritis seperti yang ditunjukkan oleh garis ABCD
pada Gambar 11 .7 .I . Plat yang diperkuat oleh sayap dan pengaku memilik.i kekuatan
purna-tekuk yang cukup besar. Agar pemakaian bahan plat badan pada gelegar plat
cfisien, badan harus tipis sehingga tekuk terjadi pada tegangan geser yang rendah.
1,0
, O.R
CV . t:
A Pengerasan re!langan, Cv >1
Tidak
tertekuk
akibat gaya
geser yang
besar
Kelangsingan badan, hit
Kekuatan
purna-tekuk
gelegar (bagian
0
yang diarsir)
Gambar 11.7.I Kapasitas gcscr ｹ｡ｮｾ＠ tcrsedia dengan menycrtakan kekuatan purna-tekuk.
Menurut Basler [3] , kemampuan gelegar plat untuk berlaku seperti rangka batang
telah diketahui sejak tahun 1898. Seperti yang ditunjukkan pada Gambar 11.7.2, gaya
tarik dipikul oleh aksi membran dari badan (yang disebut aksi medan tarik) sedang gaya
tekan dipikul olch pengaku. Penelitian Basler (3) baru-baru ini menghasilkan teori yang
sesuai dengan percobaan dan kriteria untuk menjamin pencapaian aksi rangka batang.
Jadi, kekuatan geser dapat dinaikkan dari kekuatan berdasarkan tekuk (ABCD pada
Gambar 11 .7.I) untuk mendekati kondisi yang selaras dengan leleh geser pada teori
balok klasik (AB£, Gambar 11.7.1).
Secara umum , kekuatan geser batas dapat dinyatakan sebagai jumlah kekuatan
tekuk Ver dan kekuatan purna-tekuk Vrf dari aksi medan tarik,
I {11.7.1)

42. GELEGAR PLAT 29
Seperti yang dibahas pada Bab 11.2, kekuatan tekuk, baik elastis maupun inelastis,
dapat dinyatakan sebagai
"
(11.7.2)
dengan Cv = Tcr/Ty, yang ditentukan oleh Pesamaan 11 .2.9 dan I 1.2.11 masing-masing
untuk tekuk elastis dan inelastis.
Gambar 11.7.2 Aksi mcdan tarik.
Kekuatan geser Vtf akibat aksi medan tarik pada badan menimbulkan jalur gaya
tarik yang terjadi setelah badan tertekuk akibat tekanan diagonal (tegangan utama pada
teori balok biasa). Keseimbangan dipertahankan dengan pemindahan tegangan ke
Gambar 11.7.3 Medan tarik pada pengujian gelegar plat. (Dari Pustaka 3, Sumber: Lehjgh University).

43. 30 STRUKTUR BAJA
pengaku vertikal. Bila beban diperbesar, sudut medan tarik berubah untuk meng-
akomodasi daya pikul terbesar. Gambar Il.7.3 memperlihatkan panel berukuran 50 x 50
inci (sekitar I ,3 X I,3 m) dengan tebal badan t inci (6,4 mm) yang tertekuk akibat
tekanan diagonal yang ditimbulkan oleh geser murni. Gambar ini juga menunjukkan
bahwa penjangkaran diperlukan karena komponen longitudinal dari aksi medan tarik
harus disalurkan ke sayap panel yang bersebelahan, seperti yang ditunjuk.kan oieh. alur
vertikal dengan dasar putih pada sayap di sudut panel yang bersebelahan templtt medan
tarik bertemu dengan pengaku dan sayap.
Aksi Medan Tarik: Arah Optimum
Tinjaulah tegangan membran tarik CTt yang timbul pada badan dan bersudut ｾ＠ dalam
Gambar 11.7.4. Jika tegangan tarik ini bekerja pada seluruh tinggi badan, maka gaya
tarik diagonal T menjadi
ｾｾＭＭＭＭＭＭｾＭＭ ｾｾｾＬ＠ (11.7.3)
(11.7.4)
Gambatl1.7.4 Tegangan membran padaaksi medan tarik.
Agar tegangan tarik diagonal ini timbul di sepanjang sayap-sayap, sayap harus me-
miliki kekakuan vertikal. Karena sayap memiliki kekakuan vertikal yang kecil dan
bekerja sampai kapasitasnya untuk melawan lentur pada gelegar, medan tarik pada
dasarnya hanya dapat terjadi pada suatu jalur sedemikian rupa hingga komponen
vertikal dapat dipindahkan ke pengaku vertikal. Medan tarik (atau yang juga disebut
medan tarik parsial) selanjutnya akan dianggap dapat terjadi sepanjang lebar jalur s yang
ditunjuk.kan pada Gambar 11.7.Sa.
Gaya membran tarik yang bekerja pada satu pengaku adalah arst, dan gaya geser
parsial AVtf akibat tekanan pada pengaku adalah
ＴＧｖｻ］＼ｲＮ ＧｕｾｾﾷＧ＠ 1 (11.7.5)
Sudut ｾ＠ adalah sudut yang menyebabkan komponen geser dari medan tarik parsial
maksimum.
Berdasarkan geometri pada Gambar 11.7.Sb,
I (11.7.6)

44. Lebar
jalur s
ＨｾＩ＠
GELEGAR PLAT 31
｡Ｚｾ＠ • rasio bentuk
o• sudut
medan tarik
(b)
Gambu 11.7.5 Gaya akibat aksi medan tarik.
dengan a = jarak antara pengaku. Substitusi Persamaan 11.7.6 ke Persamaan 11.7.5
memberikan
atau
h 1
tan 24>=- =-
a a/h
Dari trigonometri Persamaan 11.7.9,
. 2fb 1
SIO ;:: Jl+(a/h)'l.
juga,
• 2 ..&. 1-cos 2t/l I [t alh ]
Sir! 'f' - =- - '
2 2 ..lt+(a/h)2
(11.7.7)
(11.7.8)
(1 1.7 .9)
(11.7.10)
(11.7.1 1)
Sumbangan !::..Vtf maksimum dari aksi medan tarik kemudian diperoleh dengan
memasukkan Persamaan 11.7.10 dan 11.7.11 ke Persamaan 11.7.7:
ht
aVrt =u,
2rJt +(a/h)2
-a/lt]
}
(11.7.12)

45. 32 STRUKTUR BAJA
Persamaan 11.7.12 tidak praktis untuk dipakai langsung karena sumbangan geser
dari bagian penampang (seperti M-M pada Gambar 11.7.5) yang memotong segitiga di
luar jalur s harus dijumlahkan. Keadaan tegangan pada segitiga ini tidak diketahui,
sehingga kita memerlukan cara lain untuk menentukan gaya geser total Vtf ketika sudut
optimum lfJ tercapai.
Cara lainnya menurut Basler [3} ialah menggunakan potongan benda bebas (free
body) seperti pada Gambar 11.7.6. Potongan ini dibatasi dalam arah vertikal oleh garis
tengah antara dua pengaku yang bersebelahan, sedang dalam arah horisontal dibatasi
oleh garis tengah-tengah tinggi. Potongan di tengah-tengah tinggi memberi akses ke
medan tarik yang keadaan tegangannya diketahui, dan resultante tegangan geser pada
setiap bidang vertikal sama dengan Vttf2 karena simetris.
Gambar 11.7.6 Gaya pada nengaku akibat aksi medan tarik.
Kekuatan Geser dari Aksi Medan Tarik
Bcrdasarkan diagram benda bebas pada Gambar 11.7.6, keseimbangan gaya horisontal
mengharuskan
(11.7.13)
sedang keseimbangan rotasi yang diambil terhadap titik 0 mengharuskan
{11.7.14)
Penyelesaian Persamaan 11.7.14 untuk L1Ft dan substitusi ke Persamaan 11.7.13 men-
jadikan

46. GELEGAR PLAT 33
I (11.7.15)
(11.7.16)
Kondisi Runtuh
Tegangan yang sesungguhnya bekerja pada badan terdiri dari T dan ur;jadi, kehancuran
elemen akibat gabungan gaya geser dan gaya tarik yang miring harus ditinjau, seperti
yang ditunjukkan pada Gambar 11.7.7. Ada dua anggapan yang digunakan: pertama,
Ter tetap konstan mulai dari beban tekuk sampai beban batas sehingga tegangan daerah
tarik u1
bekerja bersamaan dengan tegangan utama Tcr; kedua, sudut ｾ＠ pada Gambar
11 .7.7b sccara konservatif diambil sebesar 45° walaupun umumnya se1alu lebih kecil
dari harga ini.
--- ｲＭ Ｍ Ｍ ｾｄｴ ＭＭ ＭｴｲＭ
f
Geser murni Tegangan utama
(a) Ketika ｨｾｭ ｰｪｲ＠ tertekuk (b) Pada keadaan geser batas
Gambat 11.7.7 Keadaan tegangan.
Persamaan yang umumnya dipakai untuk kehancuran akibat tegangan bidang ialah
teori "energi distorsi" (lihat Bab 2.7) yang ditunjukkan sebagai ellips pada Gambar
11.7.8. Persamaan ini dapat dituliskan sebagai
I (11.7.17)
dengan u1 dan u2 adalah tegangan utama. Titik A menyatakan kasus gaya geser saja dan
titik B menyatakan kasus gaya tarik saja. Keadaan tegangan pada badan gelegar plat
yang sesungguhnya terletak di antara titik A dan B pada ellips tersebut, dan segmen AB

47. 34 STRUKTUR BAJA
secara logis dapat didekati oleh persamaan garis lurus,
I ｾＧ＠ ］ｾ［＠ ｾｾＱＳ Ｍ ｴ＾＠ I
Jika tcgangan a1 =T er +ar dan a2 =- r er• Persamaan 11 .7.1& menjadi
Kemiringan =(../3- 1 )
o, = - 0 2
(geser murnil
oal
El lips
fhl
Gambar 11.7.8 Kriteria kehancuran berdasarkan energi distorsi.
Gaya pada Pengaku
Berdasarkan Gambar 11 .7 .6, kcseimbangan gaya vertikal mengharuskan
dan substitusi Persamaan 11.7.11 untuk sin2
rp menjadikan
F =u: (at)f 1.., a/h ]
' '2 ../1+(a/h)2
Dengan memasukkan Persamaan 11.7.19 ke Persamaan 11 .7.21 dipcroleh
(11.7.18)
(11.7.19)
(11 .7.20)
( 11.7.21)
(I 1.7.22)
yang merupakan gaya yang dicapai pada kekuatan geser batas untuk mengakomodasi
aksi medan tarik.
Kapasitas Geser Batas: Gabungan Kekuatan Tekuk dan Puma-Tekuk
Oleh karena gelegar plat yang berbadan tipis memiliki kekuatan geser sebelum tekuk
diagonal terjadi (Vcr dari Bab 11 .2) dan kekuatan tambahan pada daerah purna-tekuk
(V1r dari Persamaan 11.7.1 6), kapasitas geser yang sesungguhnya adalah jumlah kcdua

48. GELEGAR PLAT 35
komponen tersebut. Dengan memasukkan Persamaan 11 .7.2 dan 11 .7.16 ke Persamaan
11 .7.l , kita peroleh
ｾＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭｾ＠
(l J.7.23)
(11.7.24)
Seiain makalah Basler [3) yang menjad.i dasar dari Spesiflkasi AISC mengenai aksi
medan tarik, peneliti lainnya, seperti Rockey dan Skaloud P2] , Sharp dan Clark (13],
serta Herzog (14) juga telah menyelidik.i mekanisme daerah tarik pada badan ge1egar.
Ringkasan mengenai mekanisme ini dapat dilihat pada SSRC Guide [7] (halaman 157).
Bila gelegar plat memikul beban berulang, kekuatan lelah harus ditinjau. Hal ini
tidak dibahas di sini, dan pembaca dapat melihatnya pada makalah Yen dan Mueler
(20]. Patterson, Corrado, Huang, dan Yen (21], serta Hirt, Yen, dan Fisher [22].
Kekuatan statis dan kekuatan lelah pada gelegar tak simetris juga telah diselidiki oleh
Dimitri dan Ostapenko [23], Schueller dan Ostapenko [24], serta Parsanejad dan
Ostapenko [25].
11.8 KEKUATAN TERHADAP GABUNGAN LENTUR DAN GESER
Umumnya kapasitas lentur batas tidak dipengaruhi oleh gaya geser, demikian juga kapa·
sitas geser batas tidak dipengaruhi oleh momen lentur. Sedua khusus, pada badan yang
sangat langsing di mana "tekuk-lentur" dapat terjadi, tegangan lentur akan disebarkan
kembali (redistribusi) seperti yang dibahas dalam Bab 11.5, sehingga gaya geser yang di-
pikul oleh sayap meningkat. Namun, "tekuk lentur" tidak memperkecil kapasitas geser
dari badan karena sebagian besar kapasitas geser diperoleh dari aksi medan tarik dansum-
bangan dari bagian badan di dekat sayap sangat kecil. Pada badan yang buntak (stocky)
"tekuk lentur" tidak .dapat terjadi, tetapi gabungan gaya geser yang besar dan lentur
pada badan dapat menyebabkan badan di dekat sayap meleleh; kembali hal ini meng-
akibatkan sebagian momen lentur yang dipikul oleh badan pindah ke sayap. Kekuatan
gelegar yang mengalami gabungan Jentur dan geser dibahas dalam makalah utama ketiga
dari Basler [15].
Oleh karena ketidak-stabilan dikesampingkan, analisis plastis dapat digunakan. Bila
badan memikul momen Jentur yang besar, badan di dekat sayap akan meleleh dan
karenanya tidak mampu memikul gaya geser. Selain itu, gaya geser mengakibatkan
daerah tengah-tengah tinggi badan meleleh sehingga tidak mampu memikul momen
lentur. Berdasarkan Gambar 11 .8.1 , kapasitas geser batas dapat dinyatakan sebagai
I (11.8.1)
Jika momen lentur tidak bekerja, maka y 0 = h dan kapasitas geser maksimum menjadi
I t Vy "" t¥th I J (11.8.2)

49. 36 STRUKTUR BAJA
Tegangan normal Regangan normal
(a) Cara·yang sederhana
Tegangan normal Regangan normar
(b) Cara yang lebih akurat
Gambu 11.8.1 Keadaan batas akibat gabungan lentur dan geser.
Eliminasi Ty dari Persamaan 11.8.1 dan 11.8.2 menghasilkan
I ,.=:,h
I (11.8.3)
Kapasitas momen dari ｇ｡ｭ｢｡ｾ＠ 11.8.1 adalah
(11.8.4)
(11.8.5)
Kapasitas momen menurut teori balok biasa pada leleh pertama dengan badan yang ber-
peran penuh adalah [Jihat Persamaan (g), halaman 578]
(11.8.6)
Bila persentase kapasitas geser maksimum yang dimanfaatkan membesar, kapasitas
momen batas yang tersedia mengecil.
Dengan tidak terjadinya ketidak-stabilan, kapasitas momen Jentur batas karena
adanya gaya geser yang besar menjadi
(11.8.7)
Jika Mu =My. maka V/ Vy =0,577 atau sekitar 0,6. Bila lebih dari 60 persen
kapasitas geser maksimum dimanfaatkan, kapasitas momen batas yang tersedia akan ber-
kurang. Tabel 11.8.1 menunjukkan pelbagai harga Mu/My untuk bermacam-macam
harga p dalam batas-batas praktis, yang diperlihatfcan grafikilya pada Gambar 11..8 .2.

50. .'fabel 11.8.1 Harga Mu/My menurtit Persamaan
11 .8.7 untuk V/ Vy;;;.. 0,6
0
V
- =10V I
y
GELEGAR PLAT 37
2,0
1,0
Gambar 11.8.2 Hubungan interaksi kekuatan momen-geser.
Tentunya, hasil yang diperoleh akan lcbih akurat bila tegangan normal a dan
tegangan geser 7 yang bekerja pada seluruh tinggi badan (lihat Gambar 11.8. 1b) diper-
hitungkan. Berdasarkan kritcria kehancuran Hencky-von Mises (Persamaan 11.7.17)
dengan a 1 dan a2 sebagai tegangan utama,
(11.8.8)
Hal ini ak:an menyebabkan persamaan untuk Mu/My menjadi lebih kompleks. Dengan
menganggap pada keadaan batas badan gelegar plat yang tipis memikul gabungan aksi
balok dan aksi medan tarik, Persamaa:n 11.8.7 yang sederhana dan konservatif nampak-
nya cukup logis.

51. 38 STRUKT UR BA.JA
11.9 KETENTUAN AISC UNTUK PEMILIHAN BADAN DAN SAYAP
Persyaratan dan pembatasan ctari Spesifikasi akan diringkas berikut ini, termasuk pen-
jabaran singkat mengenai konsep yang dipakai. Pe1lu ctiingat bahwa kebanyakan
pcrsyaratan berkaitan dengan kelakuan kekuatan batas yang teorinya telah dibahas pada
Bab 11 .2 sampai 11.8. Cara yang sekarang mulai ctiperkenalkan pacta Spesiflkasi AISC
1961.
Perhitungan Lentur dan Geser
Seperti yang ctibahas pacta Bab 7.5 ctan 7.7, tegangan geser dihitung sebagai tegangan
rata-rata pacta Juas badan bruto (AISC-1.5.1.2), dan tegangan Jentur dihitung dengan
menggunakan momen inersia penampang bruto kecuali bila luas lubang melampaui 15
persen dari Juas sayap bruto (AISC·l .l0.1).
Sayap
Menurut AIS('·1 .10.3. "Teba1 dan lebar sayap gelegar p1at yang dilas dapat ctibuat ber-
variasi dengan memuiUs sejumlah plat atau ctengan menggunakan plat rangkap." Se1ain
itu . pcrsyaratan tekuk setcmpat AlSC-1.9.1.2 harus dipenuhi.
Kctentuan bagi gclegar yang dibaut atau dikeling tictak ctibahas dalam bagian ini
karcna gclcgar ini sudah jarang ctibuat .
Angka Kelangsingan Badan yang Berkaitan dengan Lentur
Graflk tlari kelakuan gclegar telah ditunjukkan pada Gan1bar 11.5.1 yang memper·
lihatkan kapasitas momen hatas tcrhadap angka kclangsingan bactan.
lngallah dari Bab 7.3 bahwa kekuatan balok maksinlUm hanya bisa diperoleh bila
momen plastis penuh dapat dikembangkan, dan hal ini terjadi jika syarat stabilitas
AISC'-1.5 .1.4.1 dipenuhi. Dalam kaitannya dengan kelangsingan badan h/t, kondisi
plast is penuh adalah dacrah pacta atau di kiri titik A, Gambar 11.5.1. Ge1egar plat yang
ckonomis memiliki harga h/t yang tinggi, yakni pada daerah antara B dan D dalam
Cambar 11.5.1.
Bila h/t meningkat. tekuk badan akibat tegangan lentur cenderung terjadi. Persama-
an 11.2.13 memberikan batas atas dari h/t yang rasional untuk mencegah ketidak·
stabilan ini.
h 975
-< - -
ＬＭｾ＠
[11 .2.13]
Dengan menerapkan faktor keamanan dasar dari AISC, tegangan ijin Jentur maksi-
murn Fb rnenjadi 0,60 Fer· Substitusi harga ini ke Persamaan 11.2.13 menghasilkan
h 975 J0,6 755
-< < -
r - JF;, ｾ＠

52. GELEGAR PLAT 39
(11.9.1)*
untuk mencegah "tekuk 1entur" pada badan.
Bila harga hft melampaui batasan ini, mom·en yang dipikul oleh badan ak.an 1ebih
kecil dari yang dihitung dengan teori 1entur biasa. Agar sayap ｭ･ｾｩＡｃｵＱ＠ ｢｡ｧｩ ｾｮ＠ momen
yang biasanya dipikul oleh badan, tegangan ijin pada sayap harus diperkecil. Reduksi ini
dianggap linear seperti yang ditunjukkan dari titik B ke D pada Gambar I 1.5.I , dan
secara pendekatan dapat dinyatakan dengan Persamaan 11.5.5,
[I 1.5.5)
Kembali, persamaan untuk daerah tegangan kerja diperoleh dengan memasukkan Fi, =
Fult/1,67 dan Fb =Fcr/1,67,
ｾＭＭＭＭＭＭｾＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭｾｾｾ＠
["; A..(" 7&t)]'",·Ft-F• t 0-00005 - --- ｾ＠
I , ｾﾷｊｩＬ＠
(11.9.2)*
yang sama dengan Rumus (1.10-5), AlSC-1.10.6. Fb adalah tegangan ijin (dalam ksi)
dengan memperhitungkan tekuk puntir lateraL Persamaan 11 .9.2 ditunjukkan dalam
bentuk graflk pada Gambar 11 .9.1.
Angka Kelangsingan Badan yang Berkaitan dengan Tekuk Vertikal
pada Sayap
Bila harga hft besar, badan mcnjadi kurang kaku untuk mencegah tekuk vertikal pada
sayap. Persamaan 11.3.9 merupakan pendekatan yang logis bagi h/t maksimum untuk
mencegah ketidak-stabilan ini pada kasus yang tidak memiliki pengaku antara (inter·
mediate stiffener) transversal,
-=
.JFy(Fy+16,5)
h 13.800
[11.3.9]
*Untuk satuan SI. dengan Fb dalam MPa,
(1 1.9. 1)
*Untuk satuan SI, dcngan Ff,, Fb, dan Fy dalam MPa,
[
Aw ( h 2000)]Fi, =F, 1,0- 0,0005 - - - -
A, I JF,
( 11.9.2)

53. 40 STRUKTUR BAJA
25
20
150
Gambar 11.9.1
bila
bila
250 300
F = 1,67F•y
F = 1,67Fby
350
200 . gan h/t
Angka kelangsm ' . an badan.
h kelangsmgd n pengaruPembatasan a
400
375
350
ｾ＠
ｾ＠
325 1.1"!
0
""':
..3oo E:
;>
a:

54. GELEGAR PLAT 41
yang bila dibulatkan menjadi
Ｑ
ｾＭＭＭＭＭＭｨＭＭＭＭＭＱＴＭ Ｎｾ ＭＭＭＭｾｾｾｾ＠
- = r====:=:==::::::::=
>I I ) JFy(Fy +16,5)
yang merupakan batasan umum AISC-1 .I 0.2 (Fy dalam ksi).
(11 .9.3)*
Bila pengaku antara diberikan, penelitian baru-baru ini menunjukkan bahwa harga
yang lebih besar dapat digunakan. Atas alasan ini, sesuai dengan hasil pcn.:obaan dan
saran-saran dari Subcommittee 1 on Hybrid Girder Design [I I] , ASCE-AASHO Joint
Committee, AlSC menetapkan harga h/t maksimum yang lebih tinggi.
h 2000
Ｍｓｾ］］＠
' Jf....!5$l
(11.9.4)*
bila pengaku transversal diletakkan sedemikian rupa hingga perbandingan jarak antara
pengaku/tinggi badan (a/h) ｾ＠ I,5. Batasan ini diturunkan dengan menggunakan h/t =
200 yang disarankan bagi Fy = I00 ksit dan bcntuk persamaan ｾＱ｡｢ｩｬｩｴ｡ｳ＠ yang umum.
Harga-harga untuk Pcrsamaan 11 .9.3 dan 11.9.4 diberikan dalam Tabel I I .9.I.
Tabel 11.9.1 Batas hi t Maksimum-AISC
h/ t h/ t
ｲ ｾ＠ untuk Pers. 11.9.3 untuk Pers. I 1.9.4 ｦＭ ｾ＠
(ksi) untuk a/h > I,5 untuk a/h ｾ＠ 1,5 (MPa)
36 Ｒｾｘ＠
G Ｒｾ＠
4S 310
50 345
ss ＳＷｾ＠
60 414
65 ＴＴｾ＠
100 ｾｵ＠
Gaya Geser dan Gabungan Geser dan Tarik yang Mempengaruhi
Pemilihan Badan
Selain pembatasan stabilitas pada h/t, luas badan harus mernadai untuk memikul gaya
geser. Tegangan geser ijin maksimum adalah 0,40rj,; namun. bila pengaku diber-ikaJl.
harga ijin berdasarkan letak pcngaku (yang akan dibahas dalam bagian sclanjutnya)
biasanya tidak akan lebih besar dari antara 0,30Fy dan 0,35 Fy.
Juga, gabungan momen yang besar ｾ｡ｮ＠ gaya gcscr yang besar dapat mcmbatasi
*Untuk satuan SI,dcngan F'b, Fb, dan Fy dalam MPa,
tPustaka 11, halaman 1412.
h 96.500
t JF,(Fv + lt4)
h 5250
- < - -
r - .JF..
( l J.9.3)
(11.9.4)

55. 42 STRUKTUR BAJA
tegangan geser nominal menjadi antara 0,25Fy dan 0,30Fy.
Seperti ｹ｡ｮｾ＠ dijabarkan pada Bab 11.8, Persamaan 11.8.7 dan Gambar 11.8.1
menunjukkan interaksi antara gaya geser dan momen lentur. Jika kita memakai harga
konservatif p = Aw/At .= 2,0 dan menganggap reduksi kekuatan dari titik A ke B
(Gambar 11 .8 .I) sebagai garis lurus, maka kemiringan AB adalah
Kemiringan AB (Gambar 11 .8.1)= -
0
·
25
= Ｍｾ＠
0.40 8
dan persamaan reduksi menjadi
M = M Ｈ ＱＱ
Ｍｾ＠ V") s M
.. y 8 8 v... •
(11.9.5)
(11.9.6)
Pembagian dengan faktor keamanan sebesar I .67 serta konversi momen dan geser ke
tegangan menghasilkan
(11.9.7)
sehingga
/ 11 s; ( 0,82.5-01375; )Fv s 0,60Fv
•
(I 1.9.8)
yang sama dengan Rumus ( 1.10-7) AISC. Perhatikan bahwa fb dan fv adalah tegangan
geser dan lentur ma.ksimum pada badan. Sayap di dekat badan yang relatif kaku
membuat stabilitas tida.k berpengaruh terhadap kekuatan badan yang memikul te-
gangan gabungan. Bila dibuat tidak berdimensi, Persamaan 11 .9.8 dapat dituliskan
dalam bentuk yang ditunjukkan pada Gambar 11.9.2 (perhatikan perbandingan pada
Gam bar 11.8.1 ).
1,01---- --,.._,
I
0,75
I
-- -- ----1-- ---
1
I
I
I
I
I
Rumus (1.10·7) AISC
fo _ (0,825 - 0,3751./F,IFy
0,60F:- - 0,60Fy
I
- 1,375 - 0,625-;
0,6 1,0
'·F,
Gambar 11.9.2 Pcrsamaan AISC' untuk gabungan gescr dan tarik.

56. GELEGAR PLAT 43
11.10 PENGAKU ANTARA TRANSVERSAL-AISC
Sebelum spesif!kasi AISC 1961 ditetapkan,jarak pengaku antara (intermediate stiffener)
harus cukup rapat hingga tekuk badan akibat tegangan geser tidak akan terjadi sebelum
kekuatan lentur penampang tercapai. Kekuatan geser purna-tekuk tidal< disadari pada
saat itu. Sejak tahun 1961, kekuatan geser total yang terdiri dari kekuatan tekuk dan
purna-tekuk diterima da1am aturan perencanaan.
Ketentuan untuk Menghilangkan Pengaku Antara
Pengaku tidak perlu digunakan hila kekuatan Jentur penampang dapat dicap<:ti sebelum
tekuk diagonal akibat gaya geser terjadi. Tekuk geser ini dapat dihindari jika·tegangan
geser nominal fv = V/Aw tidak melampaui harga ijin Fv berdasarkan tegangan tekuk
Ter yang dibagi dengan faktor keamanan (FS = 1,67). Tentunya, bila Ter melampaui Ty,
kelelehan akan menentukan dan stabilitas tidal< berpengaruh. Tegangan ijin Fv adalah
(11.10.1)
Seperti yang dibahas pada Bab 7.5, tegangan geser ijin (Ty/ FS) ·berdasarkan kelelehan
sejak dahulu diambil sebesar 0,40Fy dan harga ini masih berlaku sebagai batas atas dari
Fv. Dengan memasukkan Tcr =CvTy, Persamaan I 1.1 0.1 mcnjadi
1
1 F = ｃ ＮＬＮ ｔ ｶｾ ｏ＠ 4QF. (
• u fS' . " 11.10.2)
(11 .10.3)
yang merupakan Rumus (1.1.0-I) AISC. Persamaan untuk Cv ditentukan oleh Persama-
an 11.2.9 dan 11.2.11,
C = 45 QOOk
o (F., ksi)(h/t?
untuk Cv ｾ＠ 0,8
(tekuk elastis)
c = 190 ｾ＠ k
o hit F., ksi
untuk Cv >0,8
(tekuk inelastis)
* Untuk satuan SI, dengan Fy dalam MPa,
c = 310.000k
V F, (h/t)2 ..
c = 500 [k'
" (hit) '{F;
(11.2.9]*
[l 1.2.1 II*
[11.2.91
!11.2.111

57. 44 STRUKTUR BAJA
Dalam persamaan ini, k ditentukan dari Persamaan 11.2.6 dan 11.2.7 sebagai berikut:
k = 4,0+5,34/(a/h)2
k =4,0/(a!h? +5,34
untuk ajh ｾ＠ 1
untuk ajh ;;.: I
Selain tegangan geser nominal tidak bo1eh 1ebih besar dari Fv yang ditentukan o1eh
Persamaan 11.10.3, h/t maksimum tidak bo1eh ma1ampaui 260 bila pengaku tidak di·
berikan. Batasan yang agak sembarang ini diusulkan o1eh Bas1er (8) sebagai batas
praktis. la berpendapat bahwa fabrikasi, pengangkatan, dan pemasangan akan 1ebih
mudah bila dimensi panel yang terkecil,a atau h, tidak melampaui 260tw. Bila pengaku
tidak diberikan, maka h akan 1ebih keci1 dari a.
Ringkasnya, pengaku antara tidak diperlukan bila kedua syarat berikut dipenuhi:
I.
h
-s260 (11. 10.4)
t
11
FyCv O
fv S
2
,
89
S 0,4 F., (11 .10.5)
"
2.
dengan fv =V/Aw·
Dalam Bab 7.5, harga h/t maksimum dibatasi (lihat Tabe1 7.5.1) agar ba1ok profil
giling tanpa pcngaku dapal direncanakan berdasarkan Fv =0 ,40 Fy. Bila pengaku tidak
diberikan, ajh menjadi besar dan k mendekati 5,34. Berdasarkan Cv untuk tekuk ine1as-
tis (Persamaan 11 .2.11),
ｾＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭ ｾＭＭ ＭＭＭＭ ｾＭＭｾ＠
c..:::; 190 ｾ＠ 5,34 = 4,39
u r=--:-: (11.10.6)
h/t F•• ksi (h/t)v F•• ksi
ｾ ＭＭ ＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭＭｾＭＭＭＭＭＭｾ＠Dengan menggunakan Persamaan 11 .10.5. kita pero1ch.
ｾ＠ 439 - 0,40F
2,89 (h/t)Jli., V
, 380
7=../R-y, lesi
Persamaan 11.10.7 menghasilkan harga hjt maksimum pada Tabel 7.5 .I.
Kriteria Pcncmpatan Dengan Memperhitungkan Aksi Medan Tarik
(11.10.7)*
Bila tegangan geser nominal fv melampaui tegangan ijin Fv yang ditentukan oleh Per-
samaan 11.10.3 dengan menggunakan panjang bentang keseluruhan sebagai jarak pe-
ngaku a, pcngaku harus dibcrikan. Pemakaian pengaku antara mcngurangi rasio ajh dan
*Untuk satuan SI, dcngan Fy dulam MPa.
h 1000
ｾ ］＠ JF.
(I 1.10.7)

58. GELEGAR PLAT 45
menaikkan F11 • Persamaan 11.10.3 logisnya berlaku bagi keadaan dengan dan tanpa
pengaku antara bila tujuan yang hendak dicapai ialah mencegah tekuk akibat gaya geser.
Pada Spesifikasi AISC yang sekarang (J 978), kekuatan tekuk dan purna-tekuk
diperhitungkan. Kelakuan purna-tekuk yang disebut aksi medan tarik serupa dengan aksi
rangka batang yang ditunjukkan pada Gambar 11.7.2 dan 11.7.3.
Kekuatan geser total bila pengaku antara digunakan adalah jumlah dari kekuatan
tekuk (Persamaan 11.10.3) dan kekuatan yang dihasilkan oleh aksi medan tarik;jumlah
ini ditentukan oleh Persamaan 11 .7.24,
V =F ht (C., + l- C., J
" Y J3 2-Jl+ (a/hf
r11.1.241
Konversi ke tegangan nominal pada 1uas hadan bruto, V11/ ht , dan pembagian uengan
faktor l<eamanan sebesar 1,67 menghasilkan tcgangan ijin
t '
F. '±:: F" rc +--1-;::-=c..:::::±:::=:;;J
" ＲＬｾＹ＠ L v l,,l5v'l't(a/h)2
(11 .10.8)
yang merupakan Rumus (I. I0-2) AlSC'. Persamaan ini harus diterapkan bila "aksi
medan tarik'' dipcrkirakan terjadi, yakni bila pengaku digunakan dan tckuk terjadi
sebelum kelelehan geser tercapai (Cv < I ,0).
Walaupun batas atas teoretis untuk h/t tidak acta kecuali batasan dalam Persamaan
11.9.3 dan 11.9.4, ha1-hal praktis yang berkaitan dengan fabrikasi. pengangkatan. dan
pemasangan l8] merupakan alasan dari ketentuan AISC-1.10.5 .3 yang dinyatakan
sebagai
(11.10.9)
Pembatasan dan tegangan ijin AISC (Persamaan 11.10.3, 11.10.8 dan 11.10.9)
diperlihatka'n pada ｇ｡ｭｾ｡ｲ＠ U .I0.1. untuk Fy = 50 ksi (345 MPa).
Panel Ujung
Gambar 11.7.5 menunjukkan bahwa di pertemuan antara pengaku dan sayap, ke-
seimbangan mengharuskan tarikan aksial timbul pada sayap panel yang bersebelahan.
Jika sayap ini tidak ada, seperti pada panel ujung, maka medan tarik tidak berkem-
bang seluruhnya. Atas alasan ini, AISC-1.10.5 .3 menganggap bahwa kekuatan yang ada
hanyalah kekuatan tekuk. Pengak1.1 harus diberikan untuk mencegah terjadinya tekuk.
Jadi, untuk panel ujung (yakni panel yang salah satu sisinya tidak bersebelahan dengan
panel lain) hanya Persamaan 11.10.3 yang dapat ｾｩｴ･ｲ｡ｰｫ｡ｮＬ＠
[11.10.3)
Syarat Kekakuan
Pengaku antara harus cukup tegar untuk mencegah bagian badan di pengaku melcndut

59. 46 STRUKTUR BAJA
ke luar bidang pada saat tekuk badan terjadi. Pengaku harus memiliki kekakuan ｆｬｾ＠
yang bergantung pada kekakuan plat badan Et2 a/ [12(1- J..L2 )l .
AlSC-J .10.5.4 mengharuskan pengaku antara memiliki
20 a/h
140
0,2
130
18 -
120
0,3
16 110
0,4
0,5 100
14
0,6
·v; 0,7 90,j(.
c 0,8
12 0,9ｾ＠
80ｾ＠
"'0)
c
1,2 (1)
"' Cl.Cl
/ 1:s/ I
70 :::<c 10
"' .;Cl
ｾ＠
,. ＯＯ ｾｾ ［＠ (26oy 60
1.1.. 2,0 h hit
8
a/h = 3,0 50
6
40
h
Pers. 11.9.3, t = 243
304
2
h
Pers . 11 .9.4, t ; 283
20
10
50 100 150 200 250 300
Angka kelangsingan badan, h/t
Gambat 11.10.1 Tegangan geser ijin pada gelegar plat dengan pengaku antara transversal untuk Fy =
50 ksi (345 MPa).

60. GELEGAR PLAT 47
(11.10.10)
dengan /8 adalah momen inersia pengaku terhadap sumbu pusat kctebalan badan.
Persamaan 11.10.10 jelas merupakan penyederhanaan yang berlebihan, karena per-
samaan ini tidak bergantung pada jarak pengaku atau tebal badan. Berbagai persamaan
teoretis untuk rasio kekakuan pengaku dengan kekakuan plat badan pada satu panel
telah diturunkan, dan dapat dinyatakan sebagai
(11.10.1 1)
dengan 18 = momen inersia pengaku yang optimum.
D = £!3
/(12(1 - J.L
2
) ] = kekakuan lentur per satuan panjang plat badan
Tiga persamaan berikut untuk 'Yo merupakan sebagian dari hasil penelitian pada
syarat kekakuan bagi pengaku transversal:
(11.10.12)
yang diusulkan oleh Moore dan dicantumkan dalam Column Research Council Guide
[16] {ha)aman 136),
1":'1ｾｾ Ｇｙ Ｍ ｯ＠ ＭＭＭ ＴＭＨ｟ Ｗ ｟ Ｈ［ ＭｾＩＭ Ｒ＠ --5,-]----. (11.1 0.13)
(11.10.14)
yang disarankan oleh McGuire [18] {halaman 742) agar kekakuan lentur pacta pengaku
menjadi sekitar dua kali harga teoretisnya, yang sesuai dengan saran dari Timoshenko
danGere [6].
Menurut Persamaan 11.10.11 dengan J.L =0,3,
(11.10.15)
Bila Pcrsamaan 11.10.12 sampai 11.10.14 dimasukkan ke Persamaan I 1.10.15. maka
diperoleh
(I 1.10.16)
(11.10.17)
(11.10.18)

61. 48 STRUKTUR BAJA
Agar dapat dibandingkan dengan syarat AISC (Persamaan 11.10.10), misalkan hjt =
200 dan ajt =170; jadi ajh =0,85 . Persamaan 11.10.16 sampai 11.10.18 masing-masing
.. (h'4(h)4 (h)4menJadl Is= --) , -- , dart --- , Ketentuan AISC nampaknya memberi-
46,1 48,4 61,5
kan harga yang tepat.
Syarat Kekuatan
Pengaku antara memikul beban tekan hanya setelah tekuk badan terjadi. Bila "aksi
medan tarik" purna-tekuk seperti rangka batang meningkat, gaya pengaku akan mem-
besar. Gaya maksimum pada pengaku, yang dlcapai bersamaan dengan kekuatan geser
batas, ditentukan oleh Persamaan 11.7.22,
F=ｆｶＨｬ Ｍ ｃ ＮＬＩ ｡ｾ＠ [I_ a/h J
< 2 ｊ ｾ ＫＨ｡｟ｬ ｨ＿＠
[11.7.22]
Jika gaya ini timbul ketika pengaku meleleh, kapasitas batas pada gelegar tercapai.
Jadi.luas pengaku yang diperlukan adalah
F,_".(1- c,_)£1/ [I
F," 2
dengan Fy.w = •egangan leleh bahan badan
Fy. 51 = tegangan leleh ballan pengaku
a/lz ]
.j I ＫＨ｡ Ｏ ｨＩ ｾ＠
(11.10.19)
Persamaan I I .10.19 dapal dituliskan ｫｾｭ｢｡ｬｩ＠ dcngan rnemasukkan Fy.w/ Fy,st = Y dan
mengalikan serta membaginya dcngan h. sehingga
"'--- - Y/11A 1-C, ｾｾｾ＠ la/h)·' J" 2. /1 J t Ｋｴ｡ｬｨ Ｉｾ＠
(11.10.20)
yang merupakan Rum us ( I .I0-3) A IS(' hila gaya tekan dari "aksi medan tarik'' bekerja
sccara aksial pada pengaku. yakni pengaku diletakkan secara berpasangan.
Kadang-kadang, pengaku dipasang secara berseling pada setiap permukaan badan
agar lebih ckonomis atau dipasang seluruhnya pada satu permukaan agar lebih estetik.
Bila pengaku tidak diletakkan secara berpasangan, luas penampang lintang yang diperlu-
kan menjadi lebih besar untuk memperhitungkan eksentrisitas beban yang terjadi.
Berdasarkan Cambar 11. I0.2a, pasangan pengnku yang simetris mencapai keadaan
plastis dengan gaya batas
ｆ ｾ＠ =2wtFv <= A_,.Fv (untuk Heban konsentris) (1 1.10.21)
Scbaliknya, pcngaku yang memikul beban eksentris menjadi plastis dengan distri-
busi tegangan yang diperlihatkan pada Gambar 11.1 0.2b. Untuk kasus ini, keseimbangan
gaya mengharuskan
F, = (w - x )tF,. - xtFv (a)

62. GELEGAR PLAT 49
ctan keseimbangan momen mengharuskan
A,, - 2wc
A
Ill 111
•
1 (a) Pcngaku dengan
beban aksial
Penampang - ｾ＠lintang
pengaku
ｷｾ＠
A:,- Wl
(b) ｐ･ｮｧ［ｾｫｵ＠ dcngan
bcban ckscntris
(b)
Gambar 11.10.2 Pengaku antara pada kondisi gcscr batas dcngan mcnycrtakan aksi mcdan tarik.
Penyelesaian pcrsarnaan kuactrat di atas menghasilkan x = 0,293 w. Substilusi untuk x
ctalam Persamaan (a) rnenjactikan
F, =((w - 0,293w)t - 0.293wt]Fy
=0,41 4wtFy =ＰＬＴＱＴａｾＬｆ ｶ＠ (untuk. beban eksentris) (11.10.22)
Jika pengaku plat tunggal ctiberikan hanya pacta satu permukaan bactan, maka
dengan menyamakan Persamaan 11.10.21 ctan 11 .10.22 diperoleh
A
ａｾ ］＠ O
Ｔ ｾ
Ｔ＠ =2,42A,, (11 .10.23)
,
Untuk mernperhilungkan pembebanan eksentris pacta pengaku. Persamaan IJ .10.20
harus ctikalikan ctengan 2,4 bagi pengaku plat tunggal. Untuk siku tunggal yang titik
beratnya lebih ctekat ke badan, faktor koreksi ini bcrkurang rnenjadi I,8.
Gaya pengaku dalam pembahasan di atas adalah gaya yang timbul ketika gclegar
dibcbani oleh kapasitas geser batasnya. Karena pengaku dianggap tictak meleleh sebclum
plat pengaku tertckuk, luas pengaku yang ､ｩｰ ｟ｾ ｲｬｵｫ｡ｮ＠ harus dihitung berdasarkan
tegangan leleh. Dengan kata lain, Persarnaan I 1.10.20 rncnghasilkan luas yang diperlu-
kan jika panel mengalami tegangan geser penuh dan batasan tekuk seternpat AISC-1.9.1
dipenuhi. Untuk panel yang dibebani kurang dari kapasitas penuhnya, luas pcngaku
yang diperlukan ctapat dikurangi secara proporsional.

63. 50 STRUKTUR BAJA
Sambungan ke Badan
Penentuan kekuatan sambungan sulit dilakukan karena distribusi gaya geser sesungguh-
nya yang dipindahkan tidak diketahui. Penelitian [3) persamaan gaya geser (Persamaan
11.7.22) untuk pelbagai harga ajh dan h/ t menunjukkan bahwa gaya maksimum yang
dapat terjadi pacta pengaku adalah
..ｾＭ ＧｆＮ Ｎ［ＮＮｳ＠ Ｍｲｮ ｟｡ｫ ｟ ｳ ｟ｩｭ ｟ ｵ｟ ｭ｟ ］ ｟ ｏ｟ Ｌ｟ｏ ｟ｬｓ ｟ｨ｟ ＱＭ ｾＭ ｴ Ｍ ..ＭＭｾＭＮＭＭＭＢＢＧ＠ (I I.10.24)
hila af h =1,18 dan h/t =1060/vFy. ksi.
Oleh karena gaya geser pada sambungan tidak terbagi rata, Basler [3) berpendapat
bahwa prosedur yang aman adalah menganggap gaya Fs dipindahkan sepanjang sepertiga
tinggi gelegar. Jadi, tegangan geser rata-rata untuk tinggi keseluruhan ｴｾ＠ (per satuan
panjang) yang harus diperhitungkan pada beban batas adalah
(11.10.25)
Substitusi Persamaan I 1.10.24 dan E = 29.000 ksi ke persamaan ini dengan faktor
kcamanan sebesar 1,65 menghasilkan
(11.10.26)
(1 1.10.27)•
yang merupakan Rumus (I .10-4) AISC. Perhatikan bahwa Fy adalah tegangan leleh
untuk bahan badan dalam ksi, h dalam inci, dan fvs dalam kip/inci.
Seperti pada Juas pengaku yang diperlukan untuk panel-panel yang tidak dibebani
sampai kapasitas penuhnya, aHran geser rencana fvs untuk sambungan juga dapat di-
kurangi secara proporsional.
Sambungan ke Sayap
Pengaku antara digunakan untuk membantu badan, yakni memperkuat dan menimbul-
kan garis simpul ketika badan tertekuk serta menerima gaya tekan yang disalurkan
langsung dari badan. Pada sayap tekan, !as antara pengaku dan sayap seperti pada
Gambar 11 .10.3 membuat pengaku stabil dan tetap tegak lurus badan;juga, pengelasan
ini mencegah tckuk puntir pada sayap tekan.
* Untuk s:ttuan SI. ､｣ｮｧｾｮ＠ F_1, dalam MPa. h dalam mm. dan [118 dalam kN/m,
(11.1 0.27)

64. Sayap
tekan
GE LEGAR PLAT 51
Gambar 11.10.3 Sambungan pengaku antara ke sayap.
Pada sayap tarik, pengaruh konsentrasi tegangan memperbesar kemungkinan patah
getas (brittle fracture) atau kelelahan, yakni pengelasan tidak membantu sayap tarik.
Karena menurut Basler [19) agar dapat berfungsi dengan baik pengaku tidak perlu dilas
ke sayap tarik, AISC- l.lO.S .4 mengijinkan pemutusan pengaku "dekat sayap tarik bila
tumpuan tidal< diperlukan untuk menyalurkan beban terpusat atau reaksi." Las antara
pengaku dan badan "harus dihentikan pada jarak minimal 4 kaii tebal badan dan
maksimal 6 kali tebal badan dari ujung kaki !as badan dengan sayap."
Untuk keadaan di mana pengaku berfungsi sebagai pemegang penopang lateral
(lateral bracing), las pengaku ke sayap tekan harus direncanakan untuk menyalurkan
·1 persen dari gaya tekan pada sayap. Untuk pcnopang lateral yang penting pada keadaan
dengan bentang tanpa sokongan (unsupported length) yang panjang, kekuatan sambung·
an penopang lateral sebaiknya direncanakan berdasarkan prinsip-prinsip dal.am Bab 9.I I.
11 .11 PERENCANAAN PENGAKU TUMPUAN- AISC
Beban tcrpusat, seperti reaksi ujung, harus dipikul oleh pengaku yang diletakkan secara
berpasangan. Sila tegangan tekan di sekitar beban terpusat (lihat Bab 7.6) melampaui
tegangan ijin AISC-1.10.10.1 , maka pengaku tumpuan (bearing stiffener) harus diberi-
kan. Juga, beban tcrpusat interior yang bertumpu pacta plat sayap yang menyebabkan
persyaratan stabilitas badan dalam Persamaan 11.2 .17, 11.2.19, dan I l .2.20 (atan AISC-
1.10.10.2) tidak dipenuhi harus disalurkan melalui pengaku tumpuan.
Bcrbeda dcngan pengaku antara, pengaku tumpuan harus melekat seluruhnya dan
disambung ke sayap tarik dan sayap tekan; juga, pengaku tumpuan harus diperpanjang
sampai mendekati tepi sayap, sedang pcngaku antara yang ekonomis tidak perlu sedemi·
kian Jcbar.
Kriteria Stabilitas Kolom
Persyaratan ini mcnganggap stabilitas pengaku tumpuan secara keseluruhan sama seperti
kolom. dengan tegangan ijin yang sama seperti yang ditetapkan untuk kolorn biasa
(AISC·I .S.1.3). Scbagian badan logisnya dianggap bekerja sama dengan plat atau siku

65. 52 STRUKTUR BAJA
pengaku tumpuan. Bagian badan yang dianggap bekerja sama dengan pengaku (menuru1
AISC-1.I0.5.I) dipcrlihatkan pada Gambar !I .11 .I .
Pengekangan ujung terhadap tekuk ko)om yang diberikan oleh sayap menyebabkan
panjang sendi-sendi efektif berkurang. Spesifikasi AISC menyatakan bahwa panjang
efektif tidak boleh diambil lebih kecil dari tigaperempat panjang yang sebenarnya;
dengan kata lain,
r . : - - - : ' : ' [ｾｾｾ＠
Ｈ ｾＩ＠ ［Ｚ［ＺＰＬＷＵｾ＠
r "'" r
(1 1.11.1)
di mana h tinggi plat badan
r = jari-jari inersia bagian yang diarsir pada Gambar 11 .11.1
Jadi.
. . _ beban tew1,1sat
Ac y"lp)g"dtperlukan - ｾ＠ cWi ａｾｓｃﾷｉＮＵｊ＠ 3
(11.11.2)
dengan Fa d;hilung dari Persamaan 11.11 .1 dan Ae adalah luas yang diarsir pada
Gambar 11.1 I.I, yang meliputi luas plat pengaku dan luas badim yang ikut serta.
w
j
la) Prngaku ujung
Penarnpang 11 ntang
pengaku tumpuan
Sayap
"kora-kira ke
tepo sayap . . " (A ISC)
1--- - -251., - - --1
(b) Pcngaku interior
Garnbar 11.11.1 Pcnamp;1ng lintang ｰ･ｍＧｾｫｵ＠ turnpu;1n yang efektif.
Kriteria Tekuk Setempat
Oleh karena lebar plat pengaku w ditentukan olch lebar sayap (lihat Gambar 11.11.1 ),
tebal minimum untuk mencegah tekuk setempat diperolch dengan menerapkan AISC-
1.9.1:
jika tebal
bcrlaku.
I (11.11.3)
yang digunakan kurang dari harga ini, ketentuan khusHs Lampiran C-AISC