faktor beban dan faktor reduksi kekuatan pada Bab 9 ACI Code 2002. Sebuah evaluasi kembali
faktor Φ untuk lentur menunjukkan Φ
f
ACI 318-99 termasuk Sec 18.13 yang baru pada desain zona tendon pasca-tarik, didasarkan pada model strut-and-tie
. Kode yang ditentukan sebesar Φ bisa tetap sebesar 0,90.
PA
= 0,85 pada desain zona pasca-tarik akan digunakan dengan load factor 1,2 Sec. 9.2.8 pada
gaya pratekan. Model strut-and-tie dari zona prategang mempertahankan faktor Φ
dan load factor ini karena gaya tendon dan faktor beban pada gaya tendon tidak berubah.
3.7.3 Struts Jenis Struts
Struts bervariasi dalam bentuk. Dalam model strut-and-tie, umumnya diidealkan sebagai bentuk prismatik atau seragam seperti yang ditunjukkan oleh sisi
lurus dari struts prismatik ideal dalam bentang geser balok dalam ditunjukkan pada Gambar 3.8. Dalam model strut-and-tie, beton pada balok yang berdekatan dengan
strut ditekan oleh penyebaran lateral tegangan strut ke dalam beton yang berdekatan di bentang geser. Jika ada ruang untuk penyebaran ini agar terjadi, struts dikatakan
berbentuk botol. Kebanyakan struts dalam model strut-and-tie dua dimensi akan berbentuk botol.
Universitas Sumatera Utara
Desain Struts
Struts dirancang untuk memenuhi Persamaan 3.9 sampai 3.12. Kekuatan terfaktor dari strut adalah dihitung sebagai:
F
ns
= f
cu
A
c
dimana f
3.10
cu
f
adalah kekuatan tekan efektif dari beton di dalam strut, diambil sama dengan:
cu
= ν f’
c
atau:
3.11
Φ f
cu
= Φ ν f’
c
= Φ
STM
α
1
β
s
f’
c
di mana ν nu disebut faktor efektif, A
3.12
c
adalah luas akhir strut yang bekerja dari f
cu
. Φ
STM
adalah nilai Φ untuk struts, ties, dan nodal zones dalam model strut-and-tie, α
1
adalah faktor 0,85 dari ACI Sec. 10.2.7.1 dan β
s
adalah faktor efektivitas untuk sebuah strut. Jika f
cu
berbeda pada kedua ujung sebuah strut, strut ini diidealisasikan sebagai seragam meruncing. Istilah ini ν diperkenalkan sebagai langkah menengah di
derivasi dari Persamaan 3.12 karena kode yang berbeda dan penelitian meliputi faktor-faktor yang berbeda dalam definisi mereka tentang kuat tekan efektif.
Kekuatan Tekan Efektif Struts, f
• Faktor-faktor yang mempengaruhi kekuatan beton
efektif struts
cu
Tegangan yang bertindak dalam strut diasumsikan konstan pada daerah melintang pada akhir strut. Tiga faktor utama yang mempengaruhi faktor efektivitas
Universitas Sumatera Utara
diberikan dalam paragraf berikut. Tergantung pada penekanan pada setiap faktor ketika menerima nilai-nilai yang berasal dari faktor efektivitas, nilai-nilai f
cu
a berbeda
dari kode ke kode. Efek Durasi Pembebanan
Kekuatan efektif struts diberikan oleh Persamaan 3.9 dan 3.12 , di mana ν = α
.
1
β
s
, dan
α
1
adalah faktor 0,85 didefinisikan dalam ACI Sec. 10.2.7.1, dijelaskan dalam berbagai referensi sebagai perhitungan untuk efek durasi pembebanan, atau
perhitungan untuk bagian penekanan yang berbeda di dalam silinder dan blok pembebanan lentur, atau perhitungan untuk migrasi vertikal. Dari Persamaan 3.12,
α
1
diambil sebesar 0,85 dari ACI Sec. 10.2.7.1. Faktor ini mungkin merupakan fungsi dari f’
c
[Ibrahim dan MacGregor 1997]. Baru-baru ini, beberapa hubungan telah diusulkan sebagai pengganti untuk
α
1
= 0,85 di ACI Sec. 10.2.7.1. Dalam hal salah satu usulan revisi ini diterima, nilai
α
1
dalam Persamaan 3.12 akan dimodifikasi untuk disetujui. Subskrip s adalah
β
s
b mengacu pada strut.
Retak pada struts. Biasanya, struts mengalami retak aksial, diagonal, atau tranverse. Hasil pengurangan
pada kuat tekan dari struts dijelaskan dalam paragraf berikut. i Struts berbentuk botol. Struts seringkali lebih luas di tengah bentang
daripada di daerah ujungnya karena lebar beton dimana strut melakukan tegangan dapat menyebar menjadi lebih besar pada tengah bentang
daripada di daerah ujung. Kurva, garis putus-putus dari struts pada Gambar 3.8 menggambarkan batas-batas efektif dari strut yang khas.
Sebuah bagian strut seperti itu dikatakan berbentuk botol. Dalam desain,
Universitas Sumatera Utara
struts berbentuk botol diidealisasikan sebagai struts prismatik seperti yang ditunjukkan oleh garis lurus, garis tebal dari struts pada Gambar 3.8.
Penyimpangan gaya di sepanjang strut cenderung menyebabkan belahan longitudinal di dekat ujung strut seperti ditunjukkan pada Gambar 3.10.
Dengan tidak adanya penguatan untuk membatasi pemisahan ini, retakan tersebut dapat melemahkan strut. Schlaich et al. 1987 telah menganalisis
jenis retak ini dan memprediksi bahwa itu akan terjadi ketika tegangan
tekan pada ujung strut melebihi sekitar 0.55f’
c
ii . Schlaich et al. dan Breen
et al. 1994 memperkirakan bahwa strut divergen pada Gambar 3.10 memiliki kemiringan 1:2 seperti yang ditunjukkan.
Struts yang telah retak. Struts
iii ini dapat mengalami retak yang akan
cenderung melemahkan strut [Schlaich, Schafer dan Jennewein 1987]. Kekuatan tekan efektif diberikan pada Lampiran A dan Sec. 5.3.5 dari
makalah ini menggambarkan konsep ini. Tegangan tarik melintang. Tegangan tarik tegak lurus terhadap sumbu
dari strut yang mengalami retak dihubungkan dengan sebuah pengikat tie dapat mengurangi kekuatan tekan dari strut [Vecchio dan Collins
1982]. Dalam Kode Kanada [CSA 1994] dan Spesifikasi AASHTO 1998 diasumsikan bahwa kekuatan sebuah strut adalah sebuah fungsi
dari regangan tarik melintang di daerah strut karena bagian pengikat tie melekat pada satu atau pada ujung strut yang lainnya, dihitung sebagai
sebuah fungsi dari sudut antara sumbu strut dan sumbu tie. Tes tegangan-seragam, panel beton persegi oleh Vecchio dan Collins 1982
Universitas Sumatera Utara
telah memunculkan nilai-nilai f
cu
c seperti yang diberikan oleh Persamaan
11 dan 12 di Sec. 5.3.3. Perlindungan dari beton
Dalam struktur beton tiga-dimensi seperti pile caps, kekuatan tekan dari sebuah strut dapat ditingkatkan oleh kekangan yang dihasilkan dari volume besar beton di sekitar
strut. Adebar dan Zhou 1993 telah mengusulkan persamaan untuk kekuatan tekan efektif untuk digunakan dalam mendesain pile caps.
.
Gambar 3.10 Bagian-bagian dari strut berbentuk botol
Sumber : Design and Detailing of Structural Concrete Using Strut-and-Tie Model oleh Jorg Schlaich, dan Kurt Schafer
• Kuat tekan efektif struts - dari percobaan dan literatur
Berbagai penelitian telah mengusulkan nilai-nilai faktor efektivitas ν.
Beberapa perbandingan dibuat di sini. Referensi lebih banyak tercantum dalam
Universitas Sumatera Utara
bibliografi pada Strut-and-Tie Models, dikumpulkan oleh Komite ACI-ASCE pada
Geser dan Torsi [ACI 445 1997]. - Berdasarkan 24 tes, satu dan dua-span balok tinggi, Rogowsky dan MacGregor
1986 mengusulkan nilai f
cu
= ν f’
c
= 0.85 f’
c
- Ricketts 1985 melaporkan rasio dari percobaan untuk menghitung kekuatan dari enam buah rentang dua-span dalam balok. Keruntuhan pembebanan diprediksi
dengan menggunakan model strut-and-tie, memiliki rasio rata-rata percobaan kekuatan yang
dihitung dari 0,96 untuk ν = 1.0. Ketika ν diambil sebesar 0,6, hasil uji rata-rata untuk rasio kekuatan dihitung meningkat menjadi 1,13. Hal ini
menunjukkan ν yang lebih dekat ke 1,0 daripada 0,6. . Mereka mengamati bahwa
pemilihan suatu bentuk truss yang tepat lebih penting daripada pemilihan ν.
- Rogowsky 1983 menyatakan bahwa ν = 1,0 secara konservatif memprediksi
kekuatan dari corbels yang telah diuji oleh Kriz dan Raths 1965. Hampir semua tes korbel
memiliki faktor efektivitas, ν, antara 1,0 dan 1,3.
- Ramirez dan Breen 1991 mengusulkan hubungan antara ν dan
√ f
c
dengan ν berkisar antara 0,55-0,39 untuk f
c
- Bergme ister et al. 1991 menghubungkan ν dan f
mulai 3000-6000 psi.
c
- Schlaich et al. 1987 menyarankan nilai ν mirip dengan yang diberikan dalam
Bagian berikutnya tulisan ini. dengan ν berkisar antara 0,77-
0,69 untuk kekuatan beton mulai 3000-6000 psi.
- Marti 1985 menyaranka n nilai konstan ν = 0.6.
Universitas Sumatera Utara
• Kekuatan efektif beton dari struts - dari kode yang lainnya
Nilai β
s
Nilai awal dari Φ
dari kode lain tidak dapat digunakan secara langsung dalam Lampiran A karena kode lain memiliki faktor pembebanan yang berbeda, faktor
ketahanan yang berbeda, dan cara yang berbeda untuk menentukan kekuatan beton. Sebuah komplikasi lebih lanjut diperkenalkan oleh kenyataan bahwa faktor beban
dan faktor ketahanan dalam Bab 9 dari ACI Code 2002 berbeda dari yang ada di Bab 9 dari ACI Code
tahun 1999.
STM
α
1
β
s
sesuai dengan faktor pembebanan Kode ACI 1999 dan definisi ACI dari f
c
berasal oleh kalibrasi ke Rekomendasi FIP 1999. Daerah penampang melintang struts yang ditetapkan oleh Rekomendasi FIP, misalnya,
dihitung untuk gaya aksial dalam strut hipotetis karena kombinasi yang diasumsikan beban mati dan hidup, berdasarkan faktor beban dalam Rekomendasi FIP dan untuk
beton yang sesuai kekuatan, f
c
Nilai Φ
.
STM
α
1
β
s
Φ diperlukan dalam Kode ACI sehingga daerah strut dari dua kode
memberikan kapasitas beban yang sama kemudian dihitung dengan menggunakan
STM
= 0.85 and α
1
= 0.85
• Pemilihan f
cu
Nilai f untuk Struts untuk Lampiran A
cu
disajikan pada Lampiran A Kode ACI dipilih untuk memenuhi empat kriteria:
Universitas Sumatera Utara
a Kesederhanaan dalam aplikasi. b Kompatibilitas dengan tes D-Regions, seperti dalam balok, dapped ends atau
corbels. c Kompatibilitas dengan bagian lain dari ACI 318.
d Kompatibilitas dengan kode lainnya atau rekomendasi desain. Karena empat kriteria menyebabkan nilai yang berbeda dari f
cu
untuk aplikasi tertentu, penilaian diperlukan dalam menetukan nilai-nilai f
cu
Kata yang berhuruf tebal dari A.3.2.1 hingga A.3.2.4 adalah deskripsi dari jenis strut
yang digunakan dalam Lampiran A dari ACI 318-02. Nilai β
.
s
untuk kasus-kasus terkait dari dokumen lain juga tercantum dalam setiap bagian. Dua metode yang
berbeda dalam menetapkan f
cu
diberikan dalam berbagai kode seperti dikutip dari: a FIP menggunakan deskripsi dari retak pada strut untuk memilih nilai-nilai yang
berlaku ν. b CSA dan AASHTO mendasarkan f
cu
dari Persamaan 11 dan 12 yang membutuhkan
ℰ
s
A.3.2.1 Untuk strut dari luas penampang melintang seragam lebih panjang,
β harus dihitung. Opsi pertama tergantung pada penemuan deskripsi
ambigu keadaan retak pada anggota. Yang kedua, tergantung pada kemampuan untuk menghitung tegangan yang ditentukan pada anggota badan. Dalam Lampiran
A, opsi pertama, uraian verbal diadopsi. Kata-kata yang dicetak tebal dalam paragraf berikut langsung dari ACI 318-02.
s
β = 1.0
s
diambil sama dengan 1.0, atau β
s
= 0.85 telah diusulkan untuk disesuaikan dengan blok tegangan persegi untuk lentur. Dalam membuat pilihan ini, bukti bahwa
β
s
mendekati 1,0 dalam tes juga sangat dipertimbangkan.
Universitas Sumatera Utara
A.3.2.2 Untuk struts terletak sedemikian rupa sehingga lebar bagian tengah dari
strut lebih besar dari lebar pada node struts berbentuk botol:
a dengan penguatan sesuai dengan A.3.3 ..................................................
β
s
Kode lain menyatakan β
= 0.75
s
mulai 0.46 – 0.824. Nilai-nilai pada kode CSA didasarkan pada konsep yang berbeda dan akan diabaikan. Percobaan memberi
β
s
b tanpa penguat sesuai dengan A.3.3 ......................................................
β setara 0,94.
s
Tanda λ istilah untuk retak beton ringan yang termasuk dalam nilai β
= 0.60 λ
s
A.3.2.3 Untuk strut dalam anggota tegangan ...............................................
β untuk
A.3.2.2b karena efek stabilisasi penguatan melintang ke bagian struts tidak ada dan keruntuhan diasumsikan terjadi dengan segera setelah retak.
s
Kasus serupa dari FIP sesuai dengan β
= 0.40
s
A.3.2.4 Untuk kasus lainnya ..........................................................................
β = 0,34-0,37.
s
Nilai terpilih β
= 0.60
s
umumnya lebih tinggi dari kode yang lainnya karena lebih ditekankan pada nilai-nilai f
cu
sesuai dengan desain kasus terkait dalam Kode ACI dan nilai-nilai f
cu
dari beberapa tes, daripada yang diberikan untuk nilai f
cu
dari kode lainnya.
Universitas Sumatera Utara
3.7.4 Nodes dan Nodal Zones Klasifikasi Nodes dan Nodal Zone
