Grunnlag for broer (med diagram)
A. Grunne grunner:
Grunne grunnlag er normalt definert som de som har dybder mindre enn bredden. Grunnlaget for murverk, massebetong eller RC Piers og anker av mindre høyder som støtter forholdsvis mindre spenner og uten mulighet for skur blir normalt lavt grunne.
I tilfeller der fundamentmaterialene er slik at sikker bærekapasitet er svært lav innenfor grunnvannet, kan slike fundamenter, selv om de er ellers egnede, ikke være tilrådelige og dypt grunnlag kan benyttes.
Utforming av oppstart :
Dersom fundamentfoten bare er utsatt for direkte belastning, kan grunntrykket oppnås ved å dele lasten med flåtenes areal.
Hvis det imidlertid er utsatt for øyeblikk i tillegg til den direkte belastningen, beregnes maksimum og minimum grunntrykk som nedenfor:
For rektangulær foting vil det ikke utvikles spenninger i fundamentet dersom resultatet av den kombinerte effekten av direkte belastning og moment forblir innenfor midten av basen. Hvis resultatene faller bare på den midterste tredje linjen, er maksimalt grunntrykk i dette tilfellet lik dobbelt så stort som direkte trykk og minimumet er lik null.
Når den resulterende overstiger den midterste tredje linjen, utvikler spenningen og derfor forblir hele fundamentområdet ikke effektivt for å opprettholde lasten som kommer over den.
Ligning (21.1) forblir ikke lenger gyldig ved estimering av maksimal grunntrykk som kan gjøres som forklart nedenfor:
Anvendelsespunktet for den resulterende er i en avstand av "a" fra tåen. For å utvikle ingen spenningsforhold på den modifiserte effektive bredden må den resulterende passere gjennom den midterste tredje linjen, og den effektive bredden må derfor være lik «3a» for å tilfredsstille den midterste tredje tilstanden.
Det totale fundamentet press per meter lengde av foten må være lik den vertikale lasten, P, dvs. lasten kommer på foten per meter lengde.
Anta en meter lengde på veggen
Vanligvis er det ikke tillatt å spenne i fundament som hviler på jord. Når fundamentet hviler på stein, kan spenning tillates dersom det maksimale grunntrykkstrykket beregnes ut fra det faktiske arealet som bærer lasten som angitt av ligning (21.3). Stiftelsen flåten i dette tilfellet trenger tilstrekkelig forankring med fundamentet rock ved dowel barer.
Stabiliteten i konstruksjonen med hensyn til glidende og svingete bør kontrolleres i sammenheng med konstruksjonshensynene for abutments. Tilstrekkigheten til foten kan kontrolleres med hensyn til øyeblikk og skjær som vurderer jordreaksjonen i basen som bestemt ved den tidligere angitte metoden og jordens vekt over foten dersom sistnevnte vurdering styrer utformingen.
Forsterkningen kan gis tilsvarende hvis den er av armert betong.
Eksempel 1:
Design grunnflotten til en brobrygge med en direkte last på 270 tonn og et øyeblikk på 110 tonn meter om lengre akse ved bunnen av bryggen. Stiftelsen flåter hviler på stein med et trygt bærertrykk på 65 tonn per kvadratmeter. Lengden på flåten er 7, 5 m:
Siden grunnflotten hviler på stein, kan spenning tillates dersom flåten er tilstrekkelig forankret med fundamentet med ankerstenger og det maksimale fundamentstrykket beregnes på grunnlag av effektivt område som understøtter lasten.
Stålområde som kreves for å motstå oppløftet = 97, 700 / 200 = 490 mm 2
Bruk 4 nr. 20 Θ på hver lengre side av foten.
Nærmere informasjon om forankring av fundamentflåten er vist i figur 21.4:
B. Deep Foundation:
1. Pile Foundations:
Hvor grunnvann eller flåtefundament er funnet uegnet fra hensynet til jordens bærende kraft, og hvor muligheten for skur av grunne grunnlaget blir grepet, selv om fundamentgrunnen ellers er egnet for å ta lasten, dypes grunnlaget.
Hvis dybden på skur ikke er merkbar, og hvis den underliggende grunnen for bunkefunnet er egnet for å ta konstruksjonsbelastningen, blir bunnfundamentene vedtatt. Stiftfunnene overfører lasten til de underliggende jordene på en slik måte at oppgjøret av fundamentene ikke er for høyt, og skjærspenningene i jorda er innenfor de tillatte grenser etter å ha regnet med tilstrekkelig sikkerhetsfaktor.
Peler kan bli klassifisert i to grupper avhengig av måten de overfører lasten til jorden, for eksempel:
(1) Friksjonspiller og
(2) Endelager.
Den tidligere gruppen av hauger overfører lasten til jorden gjennom friksjonen utviklet mellom hele bunken overflaten av effektiv lengde og den omkringliggende jorden mens den sistnevnte gruppen, dersom de drives av svært svak type jord, men hviler på et meget fast innskudd slik som grus eller stein i bunnen, kan bare overføre lasten med endelager.
Generelt, i lastbærende hauger, overføres noe last til jorda med friksjon også. På samme måte blir friksjonen i friksjonspiller overført til jorda ved endelagring også.
Type hauger:
Stabler er av ulike former og av forskjellige materialer. De vanligste typene av hauger som brukes ved bygging av motorveier er:
(a) tømmerbunker
(b) Betongpeler
(i) Precast
(ii) Cast in-situ
(c) Stålpeler
(i) Tubular haug enten tom eller fylt med betong.
(ii) Skruehuller.
en. Tømmerstabler:
Tømmerbunker er trunker av trær som er veldig høye og rett grenene blir avskåret. Sirkulære hauger på 150 til 300 mm. diameter er vanligvis brukt, men det er noen ganger brukt firkantede hauger som er sagd fra hjertet av større logger.
For bedre ytelse under kjøring, bør lengden av tømmerstabler ikke være mer enn 20 ganger diameter (eller bredde). Vanlige varianter av indiske tømmer egnet for hauger er Sal, Teak, Deodar, Babul, Khair etc.
Tømmerbunger er billigere enn andre varianter av hauger, men de mangler holdbarhet under visse driftsforhold der variasjon av vannnivå som forårsaker alternativ tørking og fukting av haugene, er ansvarlig for rask nedbryting av tømmerpeler.
Hvis forblir permanent under nedsenket jord, kan disse haugene vare i århundrer uten forfall. Tømmerstabler kan brukes ubehandlet eller behandlet med kjemikalier som creosot for å forhindre ødeleggelse av forskjellige bakterier eller organismer eller forfall. Tømmerbunner påvirkes av havbordere i saltvann.
b. Betongpeler:
Precast Betong Piles:
Precast betong hauger kan være av firkantet, sekskantet eller åttekantet form, den førstnevnte blir ofte brukt til deres fordel av lett støping og kjøring. Videre gir firkantede peler mer friksjonsoverflate som bidrar til å ta mer belastning.
Heksagonale eller åttekantede hauger har derimot fordelene ved at de har like styrke i bøyning i alle retninger, og den laterale forsterkningen kan tilveiebringes i form av en kontinuerlig spiral. Dessuten er det ikke nødvendig med spesiell avfasning av komerne som i firkantede hauger. Forspente hauger kan være avsmalnet eller parallelt sidet med avsmalning bare ved drivenden, sistnevnte er generelt foretrukket.
Seksjoner av firkantede hauger varierer med lengden av haugene. Noen vanlige seksjoner som er brukt er:
300 mm firkantet for lengder opp til 12 m.
350 mm firkantet for lengder over 12 m opp til 15 m.
400 mm firkant for lengder over 15 m opp til 18 m.
450 mm firkant for lengder over 18 m opp til 21 m.
Normalt holdes lengdene av firkantede hauger som 40 ganger siden for friksjonspiller og 20 ganger siden for endelagrene.
Prefabrikkene er laget av en rik betongblanding på 1: 1 ½: 3 proporsjon, og hodehodet er laget med en rikere blanding av 1: 1: 2 for å motstå de dynamiske belastningene under kjøring.
Lengdeforsterkning @ 1, 5 prosent til 3 prosent av haugens tverrsnittsareal avhengig av lengde og breddeforhold og oppheng eller laterale bånd ikke mindre enn 0, 4 volumprosent er tilveiebrakt. Lengdebjelker skal være ordentlig bundet av sidebåndene, hvis avstand skal ikke være mer enn halvparten av minimumbredden.
Avstanden mellom sidebåndene på toppen og bunnen av haugene skal være nær og vanligvis halvparten av det normale avstanden. Forsterkningen som er tilveiebrakt i prefabrikker, er tilveiebrakt for å motstå håndtering og drivspenninger, med mindre de er endebærende bunker, i hvilket tilfelle forsterkningen som er gitt i haugene overfører lasten som i RC-kolonner.
Håndtering og løfting av hauger:
Når forhøyede hauger løftes, blir bøyemomentet indusert i haugene på grunn av selvvekten av haugene som det kreves forsterkning i haugene for å imøtekomme disse håndteringsspenninger.
For å minimere mengden av slik forsterkning i hauger, bør løftingen gjøres på en slik måte at bøyemomentene som er så utviklet, skal bringes så lite som mulig. To-punkts løfting av haugene er svært vanlig, som kan beskrives som følger.
For løftearrangementet som vist i figur 21.6 (a) skal positivt øyeblikk ved C være lik det negative øyeblikket ved B. På tilsvarende måte for løftearrangementet som i figur 21.6 (b) skal positivt øyeblikk ved F være lik den negativt ved D og E. For å tilfredsstille en slik øyeblikkstilstand må dimensjonene til løftepunktene være som vist i figuren.
Støttede betongpiller (Driven eller utrullet):
Det er mange varianter av cast-in-situ hauger, men hovedprinsippet for å lage haugene er det samme. Et stålhult rør blir enten kjørt inn i eller kjedet gjennom jorda og danner dermed et hul sylindrisk rom inn i hvilket betongen er pored for å danne støbte stabler.
Cast-in-situ hauger er sirkulære hauger med variabel størrelse, avhengig av type og lastbærende kapasitet. Simplex hauger har normalt en diameter på 350 til 450 mm med lastbærende kapasitet på 40 tonn til 80 tonn. Franki-hauger, derimot, har en diameter på 500 mm og har en belastning på 100 tonn ca.
I Simplex betongpeler, figur 21.7 (a), brukes en støpejernssko på bunnen av foringsrøret for å lette kjøringen av røret ved å hamre på toppen med en jernhammer over en tredoll. Når endelig nivå er nådd, senkes armeringsburet og betongen helles inne i røret og fyller det delvis.
Røret er litt hevet og igjen betong helles. Denne prosessen fortsetter. Nikkelkonstruksjonen av rommet er fullført, og foringsrøret trekkes ut og forlater den ferdige støbte stiften. Denne haugen er hovedsakelig en friksjonshunke, men litt last blir tatt av spissen av haugen også.
Kjøreprosedyren til foringsrøret i frankiske peler [Fig. 21, 7 (b)] er litt annerledes enn i Simplex haug. Noen tørrbetong helles i røret som holdes stående på bakken. Denne tørre betongen danner en plugg som rammes av en hammersylindrisk form som beveger seg inne i røret.
Pluggbetongen griper veggen så tett at hammeren styrer røret sammen med pluggbetongen til ønsket nivå er nådd.
På dette nivået er pluggen brutt, fersk betong helles og den er grundig rammet, og dermed sprer betongen for å danne en pære som øker lagerflaten på bunken i bunnen og hjelper til med å ta mer last ved å lagre.
Når røret delvis fylles over pæren etter å senke armeringsburet, blir røret løftet og betongen rammes igjen, men med mindre vold enn på tidspunktet for danner pæren. Denne ramming gjør overflaten av haugen uregelmessig i form av korrugering som igjen øker hudfriksjonen av haugen.
Prosessen fortsetter til bunken er fullført. Denne typen haug overfører lasten med både friksjon og endeleie.
Vibro-peler er ganske lik Simplex-typen, og foringsrøret er drevet inn i bakken ved å hamre på toppen og ved å gi en CI-sko på bunnen. Hovedforskjellen i denne bunken er at i stedet for å fylle røret med betong i etapper, er den helt fylt med betong med en forholdsvis flytende konsistens.
Under løfting av foringsrøret brukes en spesiell type hammer som treffer et festemiddel av røret oppover. Vibrasjonen som oppstår av hammeren i røret og det statiske hodet til væskebetongen bidrar til å trekke røret i tillegg til å lage en kontinuerlig vibrasjonsaksel av haugen. Overflaten av denne typen hauger er jevn og ingen korrugering dannes.
Bored Piles er funnet nyttige på steder hvor vibrasjoner forårsaket av kjøring av foringsrøret kan være skadelig for nabostaten. Disse haugene kastes i hulrommet som gjøres ved fjerning av jorden ved hjelp av kjedelig.
Forholdsregler bør tas for å forhindre innkommende jord i foringsrøret. Bor bør også beskyttes mot halsen forårsaket av myk jord, eller bunker skal beskyttes under støping av sementtap på grunn av bevegelse av undervann.
c. Rørformede stålpiller:
Rørformede hauger kan kjøres i åpen ende eller med støpejernsko som i foringsrør av støpe-i-situ betongpeler. Stablene når de kjøres åpen, fylles med jord automatisk under kjøring. Stablene med lukket ende kan holdes tomme eller kan fylles med betong.
Skrue Stabler:
En skruehake består av en sirkelformet stålaksel med forskjellig diameter som strekker seg fra 75 til 250 mm og ender i et skrueblad med stor diameter på bunnen. Skruen er en komplett sving, bladets diameter er 150 mm til 450 mm.
Basen på skruehullene er installert ved å skrue dem ned med Capstan med lange stenger montert på toppen av hauger ved hjelp av arbeidskraft. Elektriske motorer er nå-dagers ansatt til dette formålet, men bruken av skruehuller blir sjeldnere dag for dag.
Pile Spacing:
Den anbefalte minsteavstanden for friksjonspiller er 3 d, hvor d er diameteren av sirkulære hauger eller lengden på diagonalen for firkantede, sekskantede eller åttekantede hauger. Ytterligere tett avstand av friksjonspinnene reduserer den bærende kapasiteten til den enkelte bunke og er derfor ikke økonomisk.
Endelager kan plasseres nærmere. Ingen grense har blitt fastsatt for maksimal avstand mellom haugene, men den overskrider vanligvis ikke 4 d.
Hvordan lasten overføres gjennom stabler:
Friksjonspeler:
Når en last plasseres på toppen av en friksjonshopp drevet i granulær eller kohesiv jord, har den en tendens til å trenge videre. Denne tendensen til nedadgående bevegelse av haugen motvirkes av hudfriksjonen mellom haugoverflaten og jorda.
Størrelsen på hudfriksjonen pr. Areal av overflateoverflate avhenger av verdien av normalt jordartrykk p og friksjonskoeffisienten mellom jord og haugoverflaten; Begge disse verdiene avhenger igjen av naturens overflate og jordens natur.
End Bearing Piles:
Sluttbærende hauger kjøres gjennom svært dårlig type jord for å hvile på fast base som komprimert sand eller grusdeponering eller stein. Derfor er friksjonen som utvikles mellom haugens overflate og jorda, praktisk talt svært liten og hele lasten overføres av haugen gjennom lageret. Disse haugene fungerer som kolonner og bør derfor utformes som sådan.
Evaluering av Ultimate Last Bearing Kapasitet av Piller fra Soil Test Data-Static Formula:
Hauger i kornformede jordarter:
Den ultimate lastbærende kapasiteten, hvor du kan ha i granulær jord, kan fås ved hjelp av følgende formel. En sikkerhetsfaktor på 2, 5 skal vedtas for å anslå den stabile lastbærekapasiteten til hauger.
Hauger i sammenhengende jord
Den ultimate lastbærende kapasiteten, Q u "av hauger i rent sammenhengende jord, kan bestemmes ut fra følgende formel. En sikkerhetsfaktor på 2, 5 skal påføres for å få trygge laster på hauger.
Q u 1 = A b .N c .Cb + α. C .A s (21.7)
Hvor, A b = Planareal av bunnbunken
N c = Bærekapasitetsfaktor som vanligvis tatt som 9, 0
C b = Gjennomsnittlig kohesjon ved haugespiss i kg / cm 2
α = Reduksjonsfaktor som angitt i tabell 21.2
C = Gjennomsnittlig kohesjon gjennom den effektive lengden av haugen i kg / cm 2
A s = overflateareal av bunkeakselen i cm 2
Eksempel 2:
Evaluer den sikre bæreevnen til de kjedde stablene 500 mm. dia og 22, 0 m lengde innebygd i en blandet type jord under en viaduktstruktur. Bore-loggen på arbeidsstedet er gitt nedenfor:
Evaluering av sikker og ultimate lastebærende kapasitet på brygger fra kjøremotstand - dynamisk formel:
Denne metoden tar hensyn til arbeidet som gjøres av haugene for å overvinne motstanden til bakken under kjøring og som sådan tilsvarer energien til hammerblåsen. I noen realistiske metoder gjøres også kvoter for energitap på grunn av elastisk kompresjon av haugene og jorda.
Formler for å bestemme sikker belastning R, på hauger (Engineering News Formulas) :
Plassering av hauger:
I tilfelle av hauger som er grunnlagt på svært hardt stratum og avledet deres lastbærende kapasitet hovedsakelig fra endelagre, skal minimum avstand mellom slike hauger være 2, 5 ganger diameteren av hauger.
Friksjonspiller utleder deres lastbærende kapasitet hovedsakelig fra friksjon og som sådan skal være avstand tilstrekkelig fra hverandre siden distribusjonsknappene eller trykkpærene i tilstøtende piller overlapper som vist i figur 21.11. Generelt skal avstanden til friksjonspiller være minst 3 ganger diameteren av hauger.
Arrangement av hauger i et gruppetypisk arrangement av hauger i en gruppe er vist i figur 21.10. Avstanden S vist i figur 21.10 skal være som anbefalt.
Gruppe Action of Piles:
(a) Pile Grupper i Sands and Gravels:
Når hauger kjøres i løs sand og grus, blir jorden rundt haugene opp til en radius på minst tre ganger diameteren av haugene komprimert. I så fall er virkningsgraden av haugegruppen mer enn enhet.
For praktisk formål er lastbærekapasiteten til en haugegruppe med N antall hauger imidlertid N. Q u, hvor Q du er kapasiteten til individuell haug. I tilfelle av borede hauger i slike jordlag, selv om det ikke finnes noen komprimeringseffekt, blir gruppens effektivitet også tatt som enhet.
(b) Pile Grupper i Clayey Soils:
I en gruppe friksjonspiller i leire eller sammenholdende jord overlapper distribusjonskanalerne eller trykkpærene til de tilstøtende pælerne (figur 21.11-a) og danner dermed en ny fordelingskanal ABCDE (figur 21.11-b) basisområdet hvorav det er mye mindre enn summen av områdene av kulefordelingen av den enkelte haug før overlapping.
Lagerområdet hvor lastene fra haugene overføres gjennom kjeglefordelingen er derfor mindre, og dermed reduserer lastbærerkapasiteten til den enkelte haug på grunn av gruppehandling. Hvis haugene kjøres med større avstand, vil overlappingen av kjeglene være mindre og derfor øker effektiviteten til den enkelte haug i den gruppen.
Det viser derfor at økningen i nosene. av hauger i en haugegruppe hvor overgangskanalerne ikke overlapper noe til lastbærende kapasitet av haugegruppen siden jorden allerede har oppnådd den "mettede" tilstanden. Friksjonspeler i leirejord kan derfor mislykkes enten enkeltvis eller som en blokk. Den ultimate bæreevne Q gu, av blokken (figur 21.12) er gitt av:
Siden blokken skal opprettholde sin egenvekt i tillegg til belastningene fra haugene, beregnes sikkerhetsbelastningen av blokken etter fradrag av blokkens selvvekt. Normalt er en sikkerhetsfaktor på 3 tillatt overfor deg for å få den trygge lastebæringen av blokken. Derfor er den stabile lastbærende kapasiteten til haugegruppen
Eksempel 3:
Et brygningsgrunnlag for en middels spenningsbro støttes på en gruppe støpte stabler som er vist i fig. 21.13, drevet gjennom leirejord. Relevante data er gitt nedenfor:
(i) Lengde på haug under maksimal skur (som er svært liten i dette tilfellet) = 25 m.
(ii) Diameter av hauger, d = 500 mm.
(iii) Gjennomsnittlig kohesjon gjennom lengden av haugene, C = 0, 45 kg / cm 2
(iv) Gjennomsnittlig kohesjon ved bunketips, Cb = 0, 5 kg / cm2
(v) Vinkel av indre friksjon, ǿ = 0
Bestem om individuell kapasitet for hauger eller blokkkapasiteten styrer utformingen dersom bunteavstanden er (a) 3d og (b) 2, 5 d.
Dette er mindre enn den totale kapasiteten til alle haugene, nemlig 700 tonn. I dette tilfellet styrer kapasiteten til blokken utformingen. Gruppens effektivitet i dette tilfellet er 630/700 x 100 = 90 prosent. Derfor, ved å redusere haugavstanden i leirejord fra 3d til 2, 5d i dette spesielle tilfellet, er effektiviteten av den enkelte haug i haugegruppen 90 prosent.
Lateral motstand av peler:
Stabler drevet under anker eller holdevegger blir alltid utsatt for horisontale krefter i tillegg til de vertikale belastningene på dem. Disse horisontale krefter motvirkes av haugens laterale motstand.
Manglende struktur på grunn av horisontale krefter kan skyldes:
(i) Skjeffeil i selve bunken
(ii) Feil av haugen ved å bøye seg
(iii) Jordbrudd foran haugene og dermed forårsaker tilting av strukturen som helhet.
Seksjonen av og forsterkning for haugene skal være slik at den motstår både skjæret og bøyningen som kommer på haugene. Tendens av tilting av strukturen som helhet motvirkes av den passive motstanden som jorda har fremover foran haugene.
Det har blitt observert at avstanden mellom de ytre bunter i forhøyningen av bunngruppen og en ekstra avstand på grunn av spredningseffekten (som kan tas som 20 ° til 25 'som vist i figur 21.14), er effektiv ved å tilby passiv motstand mot bevegelsens bevegelser sammen med strukturen som støttes på dem.
Således fra figur 21.14 kan bredden f.K. foran haugegruppen som gir passiv motstand, gis ved formelen:
Hvor, n = nos. av hauger på forsiden.
Generelt er 3, 0 m. til 4, 5 m. topplengden av haugene under nivået som er pålitelig beskyttet, eller maksimal eller skuredybde er effektiv i å tilby passiv motstand. Således, når haugegruppe blir utsatt for horisontale krefter, er området foran som gitt av bredden BC og en dybde på ca. 3, 0 m. til 4, 5 m. tilbyr den passive motstanden mot bevegelse av strukturen.
I tillegg kan den horisontale motstanden til bunkehetten, hvis den forblir i kontakt med jord, også vurderes.
Batter Piles:
I høye anledninger, holdevegger etc. hvor størrelsen av den horisontale kraften som virker på haugene, er slik at sidestyrken til vertikale hauger ikke er tilstrekkelig til å motstå det, er batterpiller eller rakerpiller det riktige svaret på slike problemer. Ulempen er at for å kjøre slike hauger er spesiell dyktighet og spesiell type kjøreutstyr nødvendig.
Den horisontale komponenten i batterpælen tar den horisontale lasten sammen med den horisontale motstanden til bunkehetten hvis den forblir i kontakt med jorda, og derfor øker bruken av batterpiller sikkerhetsfaktoren mot glidning og vridning. Når det gjelder vertikal lastekapasitet i batterpiller, er det generelt sikret at batterpallene bærer samme mengde vertikale belastninger som vertikale hauger gjør.
Evaluering av belastninger på hauger:
Hvis fundamentet bare er underlagt direkte belastning, oppnås lasten på haugen ved å dele lasten med antall hauger. Når fundamentet er underlagt et øyeblikk i tillegg til den direkte lasten, kan lasten på hauger bestemmes som per ligning 21.18 under, som er ganske analog med ligningene 21.1 og 21.2.
Hvor, W = totalbelastning
N = nos. av hauger
Y = avstanden til haugen under vurdering fra cg haugen gruppen.
I = Trinnmomentens momentmoment om en akse gjennom cg av haugegruppen.
Ved beregning av tröghetsmomentet i haugegruppen antas hauger som enheter som er konsentrert i sine langsgående senterlinjer, idet tröghetsmomentet for haugene om sitt eget senter blir forsømt.
Eksempel 4:
En gruppe prefabrikkerte peler blir utsatt for en eksentrisk resulterende belastning på 1125 tonn som vist i figur 21.16 (b). Beregn maksimal- og minimumsbelastningen fra stablene:
Lastene som bæres av haugene på tå og hælsiden er funnet å være forskjellige, fordi på grunn av eksentrisk belastning fra overbygningen, er bakkenreaksjonen pr. Arealareal på tåsiden mer enn den på hælsiden, området av grunnlaget som dekkes av hver bunke er det samme, og derfor er total bakkereaksjon av arealet som dekkes av hver bunke, dvs. lasten som bæres av hver bunke på tåsiden, mer enn den på hælsiden.
Fra praktisk og jordlags overveielse er det vanskelig å lage forskjellige lengder av hauger for tå og hæl. Men adopsjon av samme avstand av hauger til hæl siden som den for tå siden er uøkonomisk når lengden av hauger forblir den samme.
Fra hensynet til økonomien er det ønskelig å justere haugavstanden på en slik måte at lasten som deles av hver haug i haugfundamentene utsatt for direkte belastning og moment, dvs. utsatt for eksentrisk belastning er like. En grafisk metode for dette er beskrevet nedenfor ved hjelp av illustrasjonseksempel 21.5.
Eksempel 5:
I en holdevegg 10 m lang virker en resulterende vertikal belastning på 800 tonn med en eksentrisitet på 033 m. fra midtlinjen til hyllehetten mot tåsiden. Bestem bunkeavstanden for å få samme belastning på hver bunke. Stablene kan antas å ha en last på 25 tonn per haug:
Løsning :
Belastning per løpemåler på veggen = 800 / 10, 0 = 80 tonn. Eksentrisitet = 0, 33 m.
. . . Øyeblikk om senterlinjen til hattenhetten per meter = 80 x 0.33 = 26.4 tm.
Seksjonsmodul på bunkehetten per meter lengde på veggen = 1 x (5, 0) 2/6 = 4, 17 m 3
. . . Maksimum og minimum grunntrykk = P / A ±
= 22, 33 t / m 2 eller 9, 67 t / m 2
Fundamenttrykkdiagrammet ACDB er tegnet i skala med de ovennevnte verdiene for maksimale og laveste grunntrykkstrykk [Fig. 21.17 (b)]. AB og CD er produsert for å møte på E. Med AE som diameter trekkes halvcirkel AHIJGE ut. Buen BG er tegnet med E som senter. Fra G blir FG tegnet vinkelrett på AE. AF er delt inn i "n" like lengder hvor n er nos. av rader med hauger som kreves innenfor bredden AB.
I eksemplet, total belastning per meter = 80 tonn. Forutsatt 1, 1 m pileavstand i lengderetningen, last per 1, 1 m vegghøyde = 80 x 1.1 = 88 tonn
. . . Antall av hauger som kreves per rad = - = 3, 52, si 4.
Derfor er AF delt inn i fire like lengder, nemlig AM, ML, LK og KF. Fra disse punktene på AF, blir perpendikulærene droppet for å møte halvcirkelen ved H, I og J. Med E som senter og EH, EI, EJ som radius, blir bue trukket for å møte linjen AB som deler trykkdiagrammet i turen deler området hvorav er det samme, og derfor vil bunken som er forsynt for å imøtekomme fundamentet presset av hvert slikt område, bære like last.
Hakkesenterlinjen vil være linjen gjennom sentroid av ovenstående trapesformede trykkdiagrammer. Avstandene til haugene for å ha liklast er avskalert og er vist i fig. 21.17 (a). Den faktiske lasten som deles av hver bunke med ovennevnte avstand, beregnes nedenfor for å vise nøyaktigheten av metoden.
Avstand av sentroid av haugegruppe fra A = (1 x 0, 45 + 1 x 1, 45 + 1 x 2, 67 + 1 x 4, 10) / 4 = 2, 17 m.
Bruksområde for den resulterende belastningen fra A = 2, 5 - 0, 33 = 2, 17 m.
Følgelig er eksentrisiteten til den resulterende med hensyn til akselgruppen i bunngruppen nul og lasten som deles av hver bunke, er lik, idet lasten per bunke er 800/36 = 22, 22 tonn per bunke.
Kjøring av hauger:
Stabler er drevet ved hjelp av enten drop hammer eller damp hammer. Hammeren støttes av en spesiell ramme kjent som pile-driver som består av et par guider. Hammeren beveger seg inne i støttelinjene og faller fra toppen av føringen på døra øverst på haugene som skal kjøres.
Hammeren som løftes av manuelt arbeid eller med mekanisk kraft og deretter slippes ut for å falle fritt av tyngdekraft, kalles drop-hammer. Dag-til-dag damphammere brukes til haugkjøring.
Damphammeren som løftes av; damptrykk og får deretter lov til å falle fritt, er en enkeltvirkende damphammer, men den som også påvirkes av damptrykket under nedadgående bevegelse og legger til: o drivkraften s kjent som dobbeltvirkende damphammer.
Load Test on Piles:
Bunkeformlene både statiske og dynamiske, gitt i de forrige artiklene, spår omtrent den sikre lasten som bunkar vil bære, men det er alltid ønskelig å verifisere lastbærekapasiteten til haugene ved belastningstester.
Initialtest og rutinemessige prøver:
Det skal være to kategorier av teststabler, dvs. første tester og rutinemessige tester. Førstegangsforsøk blir opptjent på testpiller i begynnelsen før kjøring av arbeidsstabler for å bestemme lengden av hauger for å opprettholde konstruksjonsbelastningen, innledende test skal utføres på minst to hauger.
Rutinemessige tester er opptjent på arbeidsstabler for å verifisere kapasiteten til hauger som oppnådd ved første tester. Mens innledende tester kan utføres på en enkelt haug, kan rutinemessige tester utføres på en enkelt haug eller en gruppe hauger, to til tre i antall.
Sistnevnte er foretrukket siden lastbærende kapasitet av hauger i en gruppe er mindre spesielt i leirejord og blandede jord. Rutinemessige tester skal utføres på 2 prosent av stablene som brukes i stiftelsen.
Fremgangsmåte for vertikale belastningstest:
Testbelastningen kan påføres trinnvis direkte over lastplattformen som vist i figur 21.18 eller ved hjelp av hydraulisk kontakt med trykkmåler og fjernstyringspumpe, som reagerer mot en lastplattform som ligner på figur 21.18.
Forskjellen mellom den tidligere og den sistnevnte metoden er at mens all testbelastning som er plassert på plattformen overføres på teststabler i den tidligere metoden, blir reaksjonen av kappen bare overført som last på haugene i sistnevnte metode, selv om last på plattformen overskrider normalt den nødvendige reaksjonen.
Bunktesting ved reaksjonsmetode kan også gjøres ved å utnytte de tilstøtende peler som gir den nødvendige jackreaksjonen ved negativ friksjon. For testing av hauger ved direkte belastning, er det vanligvis gitt hyllehett på toppen av hauger for å bruke den som lastplattform, samt for å overføre lasten på haugene jevnt.
Prosedyre for sidelastningstester på filer:
Laterale belastningstester kan utføres ved hjelp av jackreaksjonsmetode med hydraulikkuttaket og måleren mellom to hauger eller to grupper av hauger. Reaksjonen av kappen som indikert av måleren er den laterale motstanden av haugen på haugegruppen.
Påføring av testbelastninger, måling av forskyvninger og vurdering av sikker belastning for vertikale lastetester:
(a) For første belastningstest:
Testbelastningene skal påføres i trinn på ca. 10 prosent av testbelastningene, og målinger av forskyvninger skal utføres med tre dreiemåler for enkelkolle og fire dreiemåler for en gruppe hauger. Hvert trinn av lasting skal opprettholdes til avvikshastigheten er mer enn 0, 1 mm pr. Time i sandholdige jordarter og 0, 02 mm pr. Time i leirejord eller maksimalt 2 timer, avhengig av hvilken som er større.
Lastingen skal fortsette opp til testbelastningen som er dobbelt så stor som sikker lastbelastning som estimert ved bruk av statisk formel eller lasten hvor den totale forskyvningen av toppetoppen er lik den følgende spesifiserte verdien:
Den sikre belastningen på en enkelt haug skal være minst av følgende:
(i) To tredjedel av den endelige lasten hvor totaloppgjøret oppnår en verdi på 12 mm.
(ii) Femti prosent av sluttbelastningen, hvor total bosetning er 10 prosent av stangdiameteren.
Den sikre belastningen på grupper skal være minst av følgende:
(i) Endelig last, hvor total oppgjør oppnår en verdi på 25 mm.
(ii) To tredjedel av anallasten hvor total oppgjør oppnår en verdi på 40 mm.
(b) For rutinemessige belastningstest:
Lasting skal utføres til en og en halv ganger sikker last eller opp til ledningen ved vinsj, den totale oppgjør oppnår en verdi på 12 mm for en enkelt haug og 4 cm for en gruppe av hauger, alt etter hvilken som tidligere var.
Den sikre belastningen skal gis av følgende:
(i) To tredjedel av den endelige lasten hvor samlet oppgjør oppnår en verdi på 12 mål for en enkelt haug.
(ii) To tredjedel av den endelige lasten hvor totaloppgjøret oppnår en verdi på 40 mm for en gruppe hauger.
Lasting etc. for sidelastningstester:
Lastingen skal påføres i trinn på ca. 20 prosent av den estimerte sikkerhetsbelastningen etter at forskyvningsgraden er 0, 5 mm i timen i sandholdige jordarter og 0, 02 mm i leirejord eller 2 timer avhengig av hvilket som er tidligere.
De sikre sidelastene skal tas som minst av følgende:
(a) 50 prosent av totalbelastningen hvor total forskyvning er 12 mm på avskjæringsnivået.
(b) Total belastning hvor den totale forskyvningen er 5 mm ved avskjæringsnivået.
Pull-out Tests on Piles:
For denne testen skal klausul 4.4 i "1S: 2911 (del IV) -1979: anbefalingskode for konstruksjon og konstruksjon av pilefundamente-lastetester på hauger" refereres.
Sykliske belastningstest og konstant hastighet av penetrasjonstester:
Pile-Cap:
RC Pile - caps av tilstrekkelig tykkelse er nødvendig å være forsynt på toppen av hauger for å overføre lasten fra strukturen til stablene.
Hyllekapslene er utformet på følgende prinsipper:
(i) Punching shear på grunn av belastning på piers eller kolonner eller på de enkelte peler.
(ii) Skjær på pute eller kolonneflate.
(iii) Bøyning av bunkehetten rundt bryggen eller kolonneflaten.
(iv) Avvikling av en rad hauger og den påfølgende bøyningen og skjæringen av bunkehetten.
Et offset på 150 mm skal gis utover de ytre ansikter på de ytre ypperste gruppene i gruppen. Når bunkehetten hviler på bakken, skal en mattebetong (1: 4: 8) på 80 mm tykkelse være tilveiebragt ved bunnen av bunkehetten.
Toppet av bunken skal strikkes av betong og forsterkningen av bunken skal være tilstrekkelig forankret i bunkehetten for effektiv overføring av lastene og øyeblikkene til bakken gjennom haugene. Minst 50 mm lengde av bunken toppen etter stripping av betong skal være innebygd i bunkehetten. Det klare dekselet for hovedforsterkning skal ikke være mindre enn 60 mm.
Pile Reinforcement:
Området med lengdeforsterkning i prefabrikker skal være som under for å motstå belastningene på grunn av løfting, stabling og transport.
(i) 1, 25 prosent for hauger med en lengde mindre enn 30 ganger minste bredde.
(ii) 1, 5 prosent for hauger med lengde større enn 30 og opptil 40 ganger minste bredde.
(iii) 2, 0 prosent for hauger med en lengde som overstiger 40 ganger minste bredde.
Området med lengdeforsterkning i drevne støpe-i-situ og kjedede betongpiller skal ikke være mindre enn 0, 4 prosent av akselområdet.
Lateral forsterkning i hauger skal ikke være mindre enn 0, 2 prosent av bruttovolumet i haugens kropp og 0, 6 prosent av bruttolengden i hver ende av haugen for en avstand på ca. 3 ganger minste bredde eller diameter på hauger. Minste dia. av sideforsterkningen skal være 6 mm.
2. Well Foundations:
Når haugfundamente er uegnede på grunn av stedforhold, blir jordlagens natur eller på grunn av forholdsvis dyp skure, godt grunnlag vedtatt. Komponentene i en brønn er vist i figur 21.19.
Klippekant og brønnkurv:
I bunnen er brønnene utstyrt med en stålskærekant laget av ms plater og vinkler nittet eller sveiset sammen og forankret i brønnkransen ved hjelp av ankerstenger. Betongbrønner er trekantet i snitt for å hjelpe til med å fjerne jorden ved å gripe og for å hjelpe lett synke av brønnene.
Helling av brønnkransen bør ikke overstige 35 grader med vertikal. Disse kantene er ordentlig forsterket for å gjøre den sterk nok til å motstå stressene under synkronisering. Vanligvis er forsterkning både i form av stivere og langsgående stenger forsynt ikke mindre enn 72 kg. per cu. m. unntatt bindestenger av steining.
Koblingsstenger brukes til å holde langsgående stenger og stifter på plass. Betongen som skal brukes i brønnkanten, skal generelt være av klasse M20.
Hvor det skal innføres pneumatisk synkronisering, skal den innvendige vinkelen av brønnkanten være bratt nok for enkel tilgang til de pneumatiske verktøyene. I tilfelle sprengning skal benyttes til å synke brønnene, skal hele høyden på det indre ansiktet og halvhøyde på utsiden av fortauet være beskyttet med ms plate med en tykkelse på 6 mm som er riktig forankret til fortauet ved hjelp av ankerstenger.
Steining:
Steinen er laget av murstein eller stein murverk eller av massbetong. Nominell forsterkning skal ikke være mindre enn 0, 12 prosent av bruttoseksjonen av stein for å motstå strekkspenningen som kan utvikles i brønnen som støtter i tilfelle toppdelen av steinen sitter fast på et lag av stiv leire og den gjenværende del er hengt fra toppen. To lag med vertikale stengestenger med bindemidler foretrekkes kun til ett sentralt lag.
Ved mursteinstengning skal vertikale bindestenger tilveiebringes midt på stenen med en hastighet på ikke mindre enn 0, 1 prosent av brutto steinområdet. Disse stengene skal være innkapslet med betong av M20 klasse i en kolonne med 150 x 150 størrelse.
Disse kolonnene skal brukes med R C. bånd av egnet bredde, ikke mindre enn 300 mm og med 150 mm dybde. Avstanden til slike bånd skal være 3 m eller 4 ganger tykkelsen på stenen, uansett hvilken som er mindre (figur 21.20).
Bunnplugg:
Når synkningen er fullført og grunnnivået er nådd, blir brønnene etter at de nødvendige sumpene er plugget med 1: 2: 4 betong. Dette skal vanligvis gjøres under vann for hvilken spesiell type utstyr som skal brukes for å beskytte betongen fra å bli vasket bort når den tas gjennom vann. For dette formål er to metoder vanligvis brukt.
Den første metoden er kjent som "Chute Method" eller "Contractor's Method", hvor noen stålrør vanligvis kjent som tremie 250 mm til 300 mm diametre med tragt på toppen, er plassert inne i brønnene. Øverst på disse rørene holdes over vannstanden og bunnen på bunnen av brønnen.
Betongen når den helles i trakten, beveger seg nedover på grunn av tyngdekraft og når bunnen. Rørene forskyves sidelengs når betongene fortsetter.
I den andre metoden brukes en mer eller mindre vanntett boks til undervanns-betong. Bunnen av boksen er laget slik at når boksen når pluggnivået, åpnes bunnen av boksen nedover ved å slippe en streng ovenfra og betongen plasseres i bunnen av brønnen. Denne metoden er kjent som "Skip box" -metoden.
Funksjonen til bunnpluggen er å fordele lasten fra bryggene og støvene til jordlagene under brønnen. Lasten fra bryggene og anledninger fordelt over brønnhetten og deretter til brønnen støtter til slutt brønnen.
Etter å ha en avsmalnende side i kontakt med bunnplugg, blir lasten fra fortappen til slutt overført til bunnpluggen tørr og deretter på jorda under. For bedre ytelse skal bunnpluggen ha tilstrekkelig tykkelse som vist i figur 21.20 (c)
Sandfylling:
Brønnlommene er vanligvis fylt med sand eller sandaktig leire, men noen ganger lommene holdes tomme for å redusere den døde belastningen godt på fundamentet. Det er ønskelig at minst delen av lommene under maksimalt skurnivå skal fylles med sand for stabiliteten av brønnene. I hvert tilfelle er en toppplugg anordnet over sandfyllingen.
Well-Cap:
Belastning fra bryggene og anledninger overføres til brønnen gjennom brønnkapslene, som derfor skal forsterkes tilstrekkelig til å motstå de resulterende spenninger forårsaket av de overlastede belastninger og øyeblikk.
Former for brønner:
Brønner av forskjellige former brukes, avhengig av hvilken type jord som de skal senkes, hvilken type brygge som skal støttes, og størrelsen på belastningene og øyeblikkene som de skal utformes for. Følgende figurer, som vist i figur 21.21, er svært vanlige:
Dobbel-D åttekantet eller dum-bellformede brønner har vanligvis dobbeltlommer eller mudderhull som skyldes større kontroll over skifter og fliser av brønner er mulig.
I tillegg gir dumbellformede brønner større motstand mot å vippe i lengderetningen, men mens murstein eller betong kan brukes til bygging av brønnstøping i både dobbelt-D eller åttekantede brønner, er arbeidskostnaden mer hvis murstein er brukes i dumme bellbrønner.
Enkle sirkulære brønner er mest økonomiske hvor øyeblikkene i både langsgående og tverrgående retninger er mer eller mindre like. Dessuten har disse brønnene for samme basisareal mindre friksjonsoverflate på grunn av hvilken mindre total synkende innsats er nødvendig for å synke brønnene.
To-sirkulære brønner er mer eller mindre lik enkle sirkulære brønner, men disse er egnede hvor lengden på bryggen er mer, men to-sirkulære brønner er ikke favorisert der muligheten for differensiell oppgjør mellom de to brønnene ikke er overstyrt. Både murstein og betong kan brukes i stein av sirkulære brønner
Multi-dredge hull brønner eller monolitter er adoptert i støtte piers eller tårn av lange span broer. Denne sonen av monolitter ble brukt til å støtte hovedtårnene til Howrah-broen i Calcutta. Størrelsen på monolitten var 55, 35 mx 24, 85 m med 21 dredging aksler hver 6.25 m kvadrat.
Dybde av brønner:
Det bestemmer grunnlag for brønner, og følgende punkter bør vurderes behørig:
(i) Minimumdybden av brønnen er avhengig av hensynet til maksimal skure for å få den minste gripelengden under det maksimale skurnivået for brønnens stabilitet.
(ii) Stiftelsen må kanskje være dypere dersom jorda på grunnnivå ikke er egnet til å bære designbelastningen.
(iii) Passiv motstand på jorden på utsiden av brønnen benyttes til å motstå så mye som mulig de ytre øyeblikkene som virker på brønnen på grunn av langsgående kraft, vannstrøm, seismisk effekt etc. Jorda under det maksimale skurnivået er bare effektiv i å tilby passiv motstand.
Hvor større eksterne øyeblikk er nødvendig for å motstå det passive jordetrykk, er det nødvendig med større griplengde under det maksimale skurnivået, og for å oppnå dette er det nødvendig med ytterligere synkronisering av brønnen.
Designhensyn:
De ytre øyeblikkene som virker på brønnene på grunn av ulike horisontale krefter og den eksentriske direkte belastningen motstår øyeblikket på grunn av passivt jordtrykk delvis avhengig av størrelsen på det passive trykket som er tilgjengelig, som igjen er relatert til jordens og jordens natur tilbyr den passive motstanden. Balansen eksternt øyeblikk hvis det er noe, kommer til basen.
Fundamentet trykket ved bunnen av brønnen kan derfor beregnes med formelen:
Hvor, W = Totalt vertikal direkte belastning ved bunnen av brønnen etter hensyn til hudfriksjonen på sidene av brønnene.
A = Baserområde av brønnen.
M = Moment på basen.
Z = Seksjonsmodul av base.
Fundamenttrykket vil være maksimalt når både W og M er maksimale. Denne tilstanden oppnås når levestyringsreaksjonen på bryggen er maksimal og det oppstår ingen oppdrift på brønnen og bryggen.
På den annen side kan minimumstesttrykk og mulighet for spenning eller oppløfting forventes når levestaksreaksjonen er minimum og full oppdrift virker som følge av hvilken dødvekten til bryggen og brønnen reduseres. Funnetrykket skal være slik at det forblir innenfor jordens tillatte bærekraft.
Huden friksjon som virker på sidene av brønnene tas i betraktning ved å balansere en del av den direkte belastningen. Ved estimering av steintykkelsen er det nødvendig å finne ut maksimalt øyeblikk samt maksimal og minimal direkte belastning på steinen.
Stentykkelsen bør være slik at både maksimale og minimale spenninger forblir innenfor tillatt verdi. For å få maksimale og minimale spenninger, bør overvektene som ble gjort ved grunnlagstrykk som beskrevet ovenfor, også prøves.
Stenspennene oppnås ved å bruke følgende formel:
Hvor, W = Total vertikal belastning på stenseksjonen under vurdering.
A = Areal av steining.
M = Moment på stenseksjonen.
Z = Seksjonsmodul av stenseksjonen.
Stabiliteten av brønnfundamentene skal kontrolleres med tanke på alle mulige lastekombinasjoner, inkludert flytende eller ingen oppdriftsforhold. Grunnlag for brønnbrønner i sammenheng mindre jord skal utarbeides på grunnlag av "Anbefalinger for estimering av jordens motstand under det maksimale skuringsnivået i konstruksjon av brønnbaser".
Utforming av støpebrønner i alle typer jord og brønnbrønner i sammenhengende jord skal gjøres i samsvar med anbefalingene "Grunnlag og understruktur". Metode for å kontrollere stabiliteten til brønner i overveiende leirejord er forklart nedenfor etter anbefalingene.
Det aktive og passive jordetrykket ved en hvilken som helst dybde Z under det maksimale skurnivået for en blandet jord er gitt av:
Fig. 21.22 (a) viser en brønn utsatt for vertikal konsentrisk belastning W (= W1 + W2 + W3) og en horisontal kraft Q som virker i en avstand H fra maksimal skuringsnivå. Fig. 21.22 (b) viser de aktive og passive trykkdiagrammer basert på ligningene 21.20 og 21.21 og vurderer også rotasjon i basen som anbefalt.
Moment ved bunnen av brønnen på grunn av ekstern horisontal kraft, Q = Q (H + Z) (21, 27)
Relief of moment ved bunnen av brønnen på grunn av aktivt og passivt jordtrykk fra ligningene 21.25 og 21.26
Ligning 21.28 gir det ultimate nettmomentet for passivt jordtrykk. For å komme fram til det tillatte øyeblikk av passivt jordtrykk fra det endelige øyeblikket (M p - M a ) som gitt i ligning 21.28, skal en sikkerhetsfaktor som angitt under sneglen påføres, dvs. Tillatte øyeblikk av passiv motstand = (M p -M a ) / FOS
FOS for sammenhengende jord for lastkombinasjon utenom vind eller seismiske krefter skal være 3, 0 og for lastkombinasjon inkludert vind eller seismikk skal være 2, 4. Metoden for estimering av grunntrykk av en brønnfundament er illustrert av meg som følger.
Eksempel 6:
Beregn fundamentetrykket ved foten av den sirkulære brønnen med følgende opplysninger:
(a) Dybde - 25, 0 m
(b) Dia of Well = 8, 0 m
(c) Dybde under maks scour = 12, 0 m
(d) Q = 100 t. handler a; 37, 0 m over bunnen av brønnen under seismisk tilstand.
(e) W 1, = Vekt av overbygning = 850 tonn.
(f) W 2 = Vekt på bryggen = 150 tonn.
(g) W 3 = Vekt av brønn = 900 tonn.
(h) Soil rundt brønnen er blandet type med (i) C = 0, 2 kg / cm2 (ii) Φ = 15 ° (iii) ƴ (tørr) = 1800 kg / m3
(i) Tillatt grunntrykk under seismisk tilstand er 50 tonn / m 2 og ingen spenning.
FOS for sand- og leirejord under seismisk tilstand bue 1.6 og 2.4. For en blandet jord som i illustrasjonseksemplet kan FOS tas som 2, 0.
Derfor er det trygt, da det ikke oppstår spenning, og det maksimale grunnlagstrykket er mindre enn det tillatte grunntrykket på 50, 0 tonn / m 2
Tykkelse av brønner:
Tykkelsen på brønnen skal være slik at den kan motstå de spenninger som utvikles på grunn av belastninger og øyeblikk under bruken av broen. Disse spenningene kan beregnes ved hjelp av prosedyren som er gitt tidligere.
Det blir ofte observert at selv om steintykkelsen tilfredsstiller alle belastningsforholdene under service, men det oppstår vanskeligheter under brønnens synkning. I slike tilfeller blir enten stenen for lett til å gi noen synkende innsats uten å legge til kjennskap over steiningen eller sviktet i stenen oppstår under sankoperasjonen.
"Sinking effort" kan defineres som vekten av steinen, inkludert kentledge, hvis noen, per enhet område av brønnperiferien som gir hudfriksjon av den omkringliggende jord.
Hvor, r = Radius av stens midtlinje.
t = Steining tykkelse.
w = Enhetens vekt av steining.
R = Ytre radius av brønnstining.
Med mindre den synkende innsatsen overskrider hudfriksjonen som tilbys pr. Areal av steinflate, er det ikke mulig å synke brønnene, og derfor bør steintykkelsen gjøres slik at ved å legge til en liten mengde kjennetegn, om nødvendig, den nødvendige mengde synkende innsats er tilgjengelig ved å synke brønnene.
For å skape økonomi i brønnen, er det noen ganger foretrukket av noen designere å vedta den i stentykkelse som per teoretisk beregning bare tilstrekkelig for å ta konstruksjonsbelastninger under bruken av broen, men denne økonomien eller sparing i stenen er mer enn kompensert Ved tilleggskostnaden for lasting og lossing av kjennetegn, økte kostnader for etableringskostnader på grunn av forsinkelse i å synke brønnene etc.
Ifølge Salberg, en praktisk jernbaneingeniør, er denne typen økonomi rettet mot å redusere steintykkelsen en falsk økonomi. Hans råd er -
"Den veldig viktige faktoren i godt design er tykkelsen på steinen. Det er beklagelig at i størstedelen av konstruksjonen er stentykkelsen kuttet ned til det som designeren fondly forestiller seg, er noe veldig billig; penger er lagret på papir og i anslaget på reduksjon av betydelig murverk, men i det virkelige arbeidet blir det alle kastet bort i økte synkroniseringskostnader. En brønn som er for lys i seg selv må lastes og kostnaden og forsinkelsen av en brønn som må lastes for å bli sunket, er forferdelig. Du har ingenting permanent for alle pengene du har brukt i lasting og lossing av en brønn. Sett pengene dine inn i stenen, og du har gode penger godt brukt og en solidere og tyngre godt under bryggen din for alltid. Sjansene er at du vil spare penger på jobben som helhet, og du vil spare tid og arbeid både viktige funksjoner, særlig det tidligere når det blir husket at perioden hvor brønnen kan bli arbeidet på, er begrenset til lavtidsvarigheten av elven".
Empirisk formel som regulerer tykkelsen av steining for sirkulære brønner som kreves fra synkende hensyn, er gitt nedenfor. Denne formelen kan gjelde for dobbelt-D eller dum-bellformede brønner også hvis den enkelte lomme antas å være en sirkulær brønn med ekvivalent diameter.
Note 1:
For steinlag eller brønner som hviler på stein der det kan kreves sprengning, kan høyere tykkelse av steining bli vedtatt.
Notat 2:
For brønner som passerer gjennom veldig myke leirelag, kan stentykkelsen reduseres basert på lokal erfaring.
Sinking av brønner:
De viktigste funksjonene i synkronisering av brønner er:
(a) Å forberede bakken for å legge kanten.
(b) For å kaste brønnen etter å ha lagt kanten.
(c) Å bygge stenen over brønnen.
(d) Å fjerne jorden fra brønnlommen ved manuell arbeidskraft eller ved å gripe og dermed opprette en sump under skjærekantenivået. Brønnen vil sakte sakte
(e) For å fortsette prosessen med å bygge opp stein og mudring i alternative stadier. Dermed synker brønnen til det endelige grunnnivået er nådd.
(f) Om nødvendig kan kentledge belastning plasseres på brønnen som støtter for å øke nedsenkningsarbeidet for lett synkronisering av brønnene.
Ved å forberede bakken til kanten, er det ikke et problem når brønnen er plassert på et land eller på en tørrflodseng, men når brønnen skal sitte på elvesengen med litt vanndybde, er det noen spesielle Det skal settes ordninger for legging av kanten, avhengig av dybden.
Disse er:
(a) Åpen islanding.
(b) Island med bullah cofferdam.
(c) Islanding med bunke cofferdam.
(d) Flytende kaisson.
(a) Åpen økning (figur 21, 24-a):
Når dybden av vann er liten, si 1, 0 m til 1, 2 m. jorden er dumpet og en øy er laget slik at det ferdige nivået forblir på rundt 0, 6 m til 1, 0 m høyere enn WL og tilstrekkelig arbeidsplass (si 1, 5 m til 3, 0 m) rundt kanten er tilgjengelig.
(b) Bullah Cofferdam (figur 21.24-b):
Når vanndypen overskrider i.2 m, men forblir innen 2, 0 m til 2, 5 m, gjøres kofferdam ved å kjøre nær salbullahunger, og etter å ha lagt ett eller to lag durma matte, er innsiden fylt med sand eller sandjord.
Noen ganger benyttes to rader bullahuller på en avstand på 0, 6 meter mellom radene, og det ringformede rommet er fylt med peltelay. Sammensetningen av innsiden og de ytre radene som er bundet sammen gir større stivhet. Denne typen islanding er adoptert i forholdsvis dypt vann.
(c) Sheet Pile Cofferdam (Fig. 21, 24-c):
Øyekontakt med arkhoppekoffertam brukes når brønner er plassert inne i elva hvor dybden av vann er betydelig, og bullahapelkafferdam er uegnet til å motstå presset av den fylte jorden inne i kofferten. Lakkekjeldene er stivnet med sirkulære ringstivere.
(d) Flytende Caissons (Fig. 21.24-d):
I meget dypt vann er det ikke en løsning på arket på bunken, fordi bøyespenningen utviklet på grunn av jordstrykket på fyllmaterialet er enormt. I slike tilfeller benyttes flytende kasser vanligvis. Brønnen rammen og steinbue laget til en viss høyde med stålplater braced inne med riktig bracings.
Rommet mellom innvendig og utvendig overflate holdes tom. Caissonen er floated og brakt til selve stedet. Kranens "lansering" gjøres ved å fylle det ringformede tomrummet med betong i trinn.
Før betongpåfylling, er kjernehuset sentrert sentrert i riktig posisjon. På grunn av vekten av den fylte betongen går kausen sakte sakte og til slutt berører den sengen og den er jordet. Sinkingen gjøres som vanlig ved å bygge steining over kaisson og mudring.
Jording av kausjonen i riktig posisjon kan noen ganger ikke være mulig spesielt i høyhastighets elver. I slike tilfeller reflekteres kausjonene ved å pumpe vannet som holdes i enkelte celler i flercellebrønner eller i vannbeholdere, egger kålene og deretter omformes i riktig posisjon.
Sinkemetode:
Åpne Sinking:
Brønner kan senkes ved åpen synke (Fig. 21, 25-a) eller pneumatisk synkemetode (Figur 21.25-b) I den tidligere metoden fjernes jord, sand, løse grus osv. Fra bunnnivået av kanten ved å gripe eller mudring og brønnen går ned på grunn av sin egen vekt.
Hvis meg stein er lettere, eller hvis hudfriksjonen rundt periferien av brønnen er større, kan det hende at ytterligere knetningsbelastning må påføres for å lette synken.
Lufttrykk i nærheten av kanten eller vannstråling på utsiden av brønnen ligger til grunn når brønnen sitter fast på et lag av stiv leire, og det er svært vanskelig å synke brønnen ytterligere til tross for å skape en dyp sump under kanten eller legger en tung kentledge på brønnen.
Hvis strålerørene er lagt i seksjoner som vist i figur 21.26 (b) med ett 100 mm diameter vertikalt rør koblet til 3 nos. 50 mm dia-strålerør gjennom et 100 mm dia horisontalt rør, dette hjelper også til å justere tippen, siden en hvilken som helst del på høyden kan benyttes for å løsne friksjonen på den siden. Alternativt meisel- og mudringsutbytte resulterer i synkende brønner i harde lag.
Noen ganger blir brønnene delvis avvannet for å løsne hudfriksjonen eller for å punktere det stive lag av leire, men det kan huskes at avvanning av brønnen er en svært risikabel prosess siden brønnen kan; synke plutselig, noe som kan føre til tunge fliser og skift eller kan føre til sprekker i steinen.
Derfor bør avvanning av brønnene normalt ikke forsøkes med mindre det blir tvunget av omstendigheter. Hvis avvanning skal gjøres i det hele tatt, bør det gjøres veldig sakte og forsiktig for å unngå ubehagelig situasjon.
Pneumatisk Sinking:
Hvor åpen brønn synker sannsynligvis vil møte mange vanskeligheter som tilstedeværelse av svært hardt lag, løs steinblokker, skrånende stein osv. Eller hvor brønnen skal senkes litt avstand til stein, blir pneumatisk synkende ved denne metoden et stål eller en betongluftslås brukes på bunnen av sløret. Trykkluft pumpet inne i luftslokken forskyver vannet og arbeidere kan arbeide inne i luftslokken uten problemer.
To separate låser kjent som man-lås og muck-lås er gitt på toppen av brønner. Disse er koblet til luftlåsen nederst ved hjelp av en aksel og arbeidsmennene, verktøyene og anlegget, og de utgravede materialene tas inn eller ut gjennom denne manlås eller mucklås.
Avsetning for installasjon av pneumatisk synkronisering skal gjøres i tilfeller der åpen synkronisering normalt kan tjene formålene, men muligheten for synkende farer er der, og det kan hende at den pneumatiske synkroniseringen må brukes. Normalt er pneumatisk synke dyrere enn det åpne synkende.
Forholdet mellom kostnaden avhenger av vanskeligheten eller ellers av den åpne synkende metoden. Det er grovt anslått at pneumatisk senking er to ganger dyrere enn den åpne synker når de senkende forholdene til den sistnevnte er meget gunstige eller moderat gunstige.
Den tidligere kan til og med være billigere når senken ved sistnevnte metode kan måtte møte for mange vanskeligheter, og arbeidet skal videreføres i lengre periode under de mest ugunstige forhold.
Tilter og skift:
Stratene gjennom hvilke brønnene senkes, er svært sjelden ensartede, og derfor er motstanden som tilbys av disse lagene til synkningen, forskjellig i de forskjellige delene av brønnene på grunn av hvilken tilt i brønnene oppstår. Noen ganger varierer trykket på brønnene på grunn av jordtrykk i størrelsesorden som resulterer i skifting av brønnene i en eller annen retning fra den opprinnelige posisjon.
Effekten av vippingen på brønnen er å forårsake ekstra fundamenttrykk mens effekten av skiftet er å endre plasseringen av bryggen. Skiftet av brønnen i lengderetningen forårsaker forandring i strekklengder og skiftet i tverrretningen forårsaker skifting av broens senterlinje.
Hvis bryggeposisjonen ikke skiftes, innfører skiftet av brønnen også ekstra fundamentstrykk på grunn av eksentrisiteten til den resulterende vertikale belastning på brønnene. For å motvirke effekten av tilt, er det alltid tilrådelig å skifte bryggen på høyden, slik at den resulterende direkte belastningen passerer gjennom CG i basisområdet så langt som mulig.
Generelt er den tillatte grensen for tilt 1 til 80. Tillatte skift i alle retninger er 150 mm. Ved synkende brønner gjennom leirejord, er det svært vanskelig å holde vippene innenfor den ovennevnte grensen på 1 i 80 og høyere fliser må aksepteres fra praktiske hensyn etter forutgående modifikasjon av designene tilsvarende.
For å rette på tilt (og følgesving), blir følgende korrigerende tiltak vanligvis tatt:
(i) Å skrape i nærheten av kanten på høyere side om nødvendig etter meisling. Alternativ meisling og mudring gir generelt resultater.
(ii) Påføring av luftstråling eller vannstråling på ytre høyside for å redusere hudfriksjonen (Figur 21.26).
(iii) Påføring av eksentrisk kjennskap (med positiv eksentrisitet med hensyn til brønnbunnen) på høyden (figur 21.28-a).
(iv) Å trekke brønnen øverst på høyden (Fig. 21.28-b og 21.28-c).
(v) Å skyve brønnen på toppen på den lave siden (Fig. 21.28-d og 21.28-e).
(vi) Å plassere blokker eller hindringer under kanten på den lave siden og fortsett å mudre på høyden under kanten (Fig. 21.28-f).
Hvis til tross for å vedta de ovennevnte korrigerende tiltakene, kan vippene ikke korrigeres til de tillatte grenseverdiene, og hvis det faktiske grunnlagstrykket overskrider tillatelsesverdien, er det ikke sikkert å koble brønnene på konstruksjonsgrunnlagsnivået som opprinnelig påtatt, og som sådan brønner skal senkes nedover for å få mer lettelse på grunn av passivt jordtrykk og dermed bringe det egentlige fundamentetrykket inkludert det ekstra fundamentetrykket på grunn av vippe og skifte innenfor de tillatte grenser. Dybere synkronisering vil normalt øke det tillatte fundamentetrykket.
Eksempel 7:
Hvis brønnen i illustrasjonseksempel 21.6 blir utsatt for en endelig vipp på 1 i 50 og et ekte skifte (i tillegg til skift på grunn av tilt) på 0, 3 m i lengderetningen, som vist i figur 21.29 (a), beregner du ekstra og total grunntrykk på bunnen av brønnen. Hvor mye forskyvning av bryggen på høyden er nødvendig for å holde grunnlagstrykket innenfor de tillatte grensene?
Løsning:
Fra foregående eksempel 6:
Vekt på overbygning = 850 tonn; Vekt av brygge = 150 tonn
Vekt av brønn etter tillatelse til hudfriksjon = 482 tonn
Bunndybde = 25, 0 m; Z av brønnbase = 50, 27 m 3
Maks. grunntrykk oppnådd = 43, 17 t / m 2 ; Tillatt grunnlagstrykk = 50, 0 t / m 2
På grunn av en tilt på 1 i 50, skiftet av brønnbase = 25, 0 / 50 = 0, 5 m
Fra figur 21.29 (a) kan det bemerkes at på grunn av effekten av lilt og faktisk skift har lasten fra bryggen en eksentrisitet på 0, 5 + 0, 3 = 0, 8 m og selvvekten av brønnvirkende ved dens CG dvs., 12, 5 m over basen har en 12, 5 / 50 eksentrisitet på = 0, 25 m.
Ekstra øyeblikk ved brønnbase grunnet tilt og skift = (850 + 150) x 0, 8 + 482 x 0, 25 = 800 + 120, 5 = 920, 5 tm.
For å bringe grunnlagetrykket innenfor den tillatte grensen, foreslås det å skifte brønnen på høyden med 0, 6 m som vist i figur 21.29 (b) og derved oppnå en redusert eksentrisitet på 0, 2 m for lasten fra bryggen, eksentrisiteten av selvbetjening av brønnen gjenstår uendret.
Dette er innenfor tillatt grense på 50, 0 t / m 2 . Derfor trygt. Ved å bytte bryggen med 0, 6 m på bunnen av brønnen er reduksjon av øyeblikk på grunn av tilt og skift (850 + 150) x 0, 6 = 600 tm, noe som reduserer grunntrykket med 600 / 50, 27, dvs. 11, 93 t / m 2 bringer ned det overordnede fundamentet trykk på 61, 48 til (61, 48 - 11, 93) = 49, 55 t / m som oppnådd ovenfor.
Det er unødvendig å nevne at ved å skifte bryggen som ovenfor, blir den opprinnelige spanarrangementet endret. Spenningen på venstre side øker med 0, 6 m og det samme på høyre side reduseres med 0, 6 m.
