Grundar för broar (med diagram)
A. Grunt Grundar:
Grunt fundament definieras normalt som de vars djup är mindre än deras bredder. Grunderna för murverk, massbetong eller RC-bryggor och abutmenter med mindre höjder som stöder relativt mindre spänner och som inte har någon möjlighet att skura, görs normalt grunda.
I de fall då grundmaterialen är sådana att säker bärkraft är mycket låg inom det grunda djupet, kan denna typ av fundament, även om det annars är lämpligt, inte vara tillrådligt och en djup grund kan tillgripas.
Utformning av föreställningen :
Om grundfoten endast utsätts för direktlast kan grundtrycket erhållas genom att dela lasten med flottans yta.
Om det emellertid utsätts för moment utöver den direkta belastningen beräknas maximala och minimala grundtryck enligt nedan:
För rektangulär fotning kommer ingen spänning i fundamentet att utvecklas om resultatet av den kombinerade effekten av direkt belastning och moment kvarstår inom mitten av basen. Om den resulterande faller bara på den mellanliggande tredje linjen är det maximala grundtrycket i det fallet lika med dubbelt det direkta trycket och läget är lika med noll.
När den resulterande överstiger den mellanliggande tredje linjen utvecklas spänningen och därför förbli hela grundområdet inte effektivt för att bibehålla belastningen som kommer över den.
Ekvation (21.1) förbli inte längre giltig vid uppskattning av det maximala grundtrycket som kan göras enligt förklaringen nedan:
Utgångspunkten för den resulterande är på ett avstånd av "a" från tån. För att utveckla inget spänningsförhållande på den modifierade effektiva bredden måste den resulterande passera genom den mellanliggande tredje linjen och därför måste den effektiva bredden vara lika med "3a" för att tillfredsställa det mellanliggande tredje tillståndet.
Det totala grundtrycket per meter längd av foten måste vara lika med vertikal belastning, P, dvs belastningen som kommer på foten per meter längd.
Antag en meter lång vägg
I allmänhet är det inte tillåtet att spänna i fundament som vilar på marken. När grunden ligger på berg kan spänning tillåtas förutsatt att det maximala grundtrycket beräknas utifrån det faktiska området som bär lasten, som skisseras av ekvation (21.3). Stiftningsflottan i detta fall behöver tillräcklig förankring med grundstången vid stångstängerna.
Stabiliteten i konstruktionen med avseende på glidning och vridning bör kontrolleras i samband med konstruktionskoncepten för abutments. Fotens tillräcklighet kan kontrolleras med avseende på stunder och skjuvor som beaktar jordreaktionen vid basen, bestämd enligt tidigare angiven metod och markens vikt över foten om sistnämnda hänsyn tas till konstruktionen.
Armeringen kan tillhandahållas i enlighet därvid om den är av armerad betong.
Exempel 1:
Konstruera grundflotten på en brygga med en direkt belastning på 270 ton och ett ögonblick på 110 ton meter om längre axel vid botten av bryggan. Grundflottet vilar på berg med ett säkert bärtryck på 65 ton per kvadratmeter. Längden på flottan är 7, 5 m:
Eftersom grundflottet vilar på berg kan spänning tillåtas, förutsatt att flottan är förankrad med grundstommen med förankringsstänger och det maximala grundtrycket beräknas på grundval av effektivt område som stöder lasten.
Yta av stål som krävs för att motstå upplyftningen = 97 700/200 = 490 mm 2
Använd 4 Nos 20 Θ på varje längre sida av foten.
Detaljerna om förankring av grundflotten visas i figur 21.4:
B. Deep Foundation:
1. Stapelstiftelser:
Om grundvatten eller flodfundamentet är olämpligt ur hänsyn till jordens bärkraft och där möjligheten att scour av den grunda grunden uppfattas trots att grundjordet annars är lämpligt för att ta lasten, kommer en djup grund att tillgripa.
Om skurdjupet inte är märkbart och om den underliggande marken för stapelfunderingen är lämplig för att ta designbelastningen, antas stapelfunderingar. Stapelfundamenten överför lasten till de underliggande jordarna på ett sådant sätt att avvecklingen av grunden inte är överdriven och skjuvspänningarna i jorden ligger inom tillåtna gränser efter att ha redogjort för tillräcklig säkerhetsfaktor.
Pålar kan klassificeras i två grupper beroende på hur de överför lasten till marken, nämligen:
(1) Friktionshögar och
(2) Ändlager.
Den tidigare gruppen av högar överför lasten till jorden genom friktionen som utvecklas mellan hela stapelytan av effektiv längd och den omgivande jorden medan den senare gruppen, om de drivs genom mycket svag typ av jord men vilar på en mycket fast deponering som grus eller sten på botten, kan endast överföra lasten med ändlager.
I allmänhet, i lastbärande pålar, överförs viss belastning till jorden genom friktion också. På samma sätt överförs i friktionsbunkar en del last till jord genom slutlager också.
Typ av staplar:
Staplar är av olika former och av olika material. De vanligaste typerna av högar som används vid byggandet av motorvägar är:
(a) Timmerhögar
(b) Betonghögar
(i) Precast
(ii) Gjut in situ
(c) Stålpinnar
(i) Tubulär stapel, antingen tom eller fylld med betong.
(ii) Skruvhögar.
en. Timmerpinnar:
Timmerackar är trunkar av träd som är väldigt långa och raka grenarna avrundas. Cirkulära staplar med 150 till 300 mm. diametern används i allmänhet men kvadratiska staplar sågade från hjärtat av större stockar används ibland.
För bättre prestanda under körning bör längden av timmerhögar inte vara mer än 20 gånger diameter (eller bredd). Vanliga sorter av indiska virke som lämpar sig för högar är Sal, Teak, Deodar, Babul, Khair etc.
Timmerhögar är billigare än andra sorter av pålar men de saknar hållbarhet under vissa servicevillkor där variation av vattennivå som orsakar alternativt torkning och vätning av pålarna är ansvarig för snabba förfall av timmerhögar.
Om de stannar permanent under nedsänkt mark, kan dessa högar vara i århundraden utan förfall. Timmerhögar kan användas obehandlade eller behandlas med kemikalier som kreosot för att förhindra förstöring av olika bakterier eller organismer eller förfall. Trähögar påverkas av marina borrar i saltvatten.
b. Betonghögar:
Precast Betong Piles:
Precast betongpinnar kan vara kvadratisk, hexagonal eller åttkantig form, den tidigare används ofta för sin fördel av lätt formning och körning. Dessutom ger fyrkantiga högar mer friktionsyta som hjälper till att ta mer last.
Sexkantiga eller åttkantiga pålar har å andra sidan fördelarna med att de har lika stor styrka i böjning i alla riktningar och sidostärningen kan tillhandahållas i form av en kontinuerlig spiral. Vidare krävs inte speciell avfasning av komerna som i fyrkantiga högar. Präglade staplar kan vara avsmalnande eller parallellt sidor med avsmalning endast vid drivänden, den senare är generellt föredragen.
Sektioner av fyrkantiga högar varierar med längden på pålarna. Några vanliga gemensamma avsnitt som används är:
300 mm kvadrat för längder upp till 12 m.
350 mm kvadrat för längder över 12 m upp till 15 m.
400 mm kvadrat för längder över 15 m upp till 18 m.
450 mm kvadrat för längder över 18 m upp till 21 m.
Normalt hålles längderna av kvadratiska staplar som 40 gånger sidan för friktionspinnar och 20 gånger sidan för ändlager.
De prefabrikerade staplarna är gjorda av en rik betongblandning av 1: 1 ½: 3 proportion, stapelhuvudet är gjord med en rikare blandning av 1: 1: 2 för att motstå de dynamiska belastningarna under körning.
Längdsförstärkning @ 1, 5 procent till 3 procent av pelarnas tvärsnittsarea beroende på förhållandet mellan längd och bredd och uppböjningar eller sidoband inte mindre än 0, 4 volymprocent tillhandahålls. Längdbommarna ska vara ordentligt bundna av sidobanden, vars avstånd bör inte vara mer än hälften av minsta bredden.
Avståndet mellan sidobandena på toppen och botten av högar bör vara nära och i allmänhet hälften av det normala avståndet. Förstärkningen som tillhandahålls i förberedda högar är anordnade för att motstå hanterings- och drivspänningar, såvida de inte är ändbärande staplar, i vilket fall förstärkningen som tillhandahålls i staplarna sänder lasten som i RC-kolumner.
Hantering och lyftning av pålar:
När förhöjda högar lyftas framkallas böjningsmomentet i pålarna på grund av självvikten hos pålarna, för vilka armering krävs i pålarna för att tillgodose dessa hanteringsspänningar.
För att minimera mängden av sådan förstärkning i pålar bör lyftningen ske på ett sådant sätt att böjningsmomenten så utvecklade borde uppnås så minimalt som möjligt. Tvåpunktslyftning av pålarna är mycket vanligt vilket kan beskrivas enligt följande.
För lyftarrangemanget som visas i fig 21.6 (a) måste positivt moment vid C vara lika med det negativa ögonblicket vid B. På samma sätt, för lyftanordningen som i figur 21.6 (b) måste positivt moment vid F vara lika med negativ vid D och E. För att tillfredsställa sådant momenttillstånd måste dimensionerna för lyftpunkterna vara som visas i figuren.
Inbyggda betongpinnar (Driven eller utrullad):
Det finns många sorter av gjutna pålar, men huvudprincipen för att göra pålarna är samma, nämligen ett stålhålt rör antingen drivs in i eller uttråkas genom jorden och därigenom gör ett ihåligt cylindriskt utrymme i vilket betongen poreras för att bilda de gjutna pallen.
Cast-in-stackar är cirkulära staplar med varierande storlek beroende på typ och lastbärande kapacitet. Simplex högar har normalt en diameter av 350 till 450 mm med en lastbärande kapacitet på 40 ton till 80 ton. Franki-staplar är å andra sidan 500 mm i diameter och har en belastning på 100 ton ca.
I Simplex betonghögar, fig 21.7 (a) används en gjutjärnskon på botten av höljet för att underlätta körning av röret genom att hamra på toppen med en järnhammare över en trädoll. När den slutliga nivån uppnås sänks förstärkningsburet och betongen hälls inuti röret som fyller den delvis.
Röret höjs något och igen hälls betong. Denna process fortsätter. Nollställningen av utrymmet är färdigställd och höljet rörs bort och lämnar den färdiga gjutna in-situ-högen. Denna stapel är huvudsakligen en friktionshögla, men en del belastning tas också av högen på högen.
Körningsröret för höljesröret i Franki-staplarna [Fig. 21.7 (b)] är något annorlunda än i Simplex högen. Vissa torra betong hälls i röret som hålls stående på marken. Denna torra betong bildar en plugg som rammar av en hammarcylindrisk form som rör sig inuti röret.
Pluggbetongen griper väggen så hårt att hammaren trycker ner röret tillsammans med pluggbetongen tills önskad nivå uppnås.
På den här nivån är proppen bruten, färsk betong hälls och den är noggrant ramad och sprider sålunda betongen för att bilda en glödlampa som ökar lagrets yta i botten och hjälper till att ta mer last genom att lagra.
När röret delvis fylls ovanför glödlampan efter att förstärkningsburet sänkt, röres röret och betongen ramlas igen men med mindre våld än vid tiden för att bilda glödlampan. Denna ramming gör att ytan av stapeln är oregelbunden i form av korrugering vilket återigen ökar hudens friktion av stapeln.
Processen fortsätter tills stapeln är klar. Denna typ av stapel sänder lasten med både friktion och ändlager.
Vibrohögar liknar Simplex-typen och höljet rörs in i marken genom att hamra på toppen och genom att ge en CI-sko på botten. Huvudskillnaden i denna stapel är att istället för att fylla röret med betong i steg, är det helt fyllt med betong med ganska flytande konsistens.
Vid häftning av höljets rör används en speciell typ av hammare som träffar röret uppåt. Den vibration som skapas av hammaren i röret och det statiska huvudet hos vätskebetongen hjälper till att dra ut röret såväl som att skapa en kontinuerligt vibrerad axel av stapeln. Ytan av denna typ av högar är slät och ingen korrugering bildas.
Bored Piles finns användbara på platser där vibrationer som orsakas av drivningen av höljet kan vara skadliga för de angränsande strukturerna. Dessa högar gjutes i det ihåliga rummet som görs genom att jorden avlägsnas med hjälp av tråkig.
Försiktighetsåtgärder bör vidtas för att förhindra att jorden kommer in i höljet. Borrningar bör också skyddas mot halsning orsakad av mjuk jord eller pålar bör skyddas vid gjutning från cementförlust på grund av rörelse av undervattensvatten.
c. Rörformiga stålpinnar:
Rörspolen kan köras öppna eller med gjutjärnskor som i höljesrör av gjutna betongpålägg. Pålarna när de är öppna är fyllda med jord automatiskt under körning. Pålarna med slutna ändar kan hållas tomma eller kan fyllas med betong.
Skruvpinnar:
En skruvhöga består av en cirkulär stålaxel med olika diametrar som sträcker sig från 75 till 250 mm och slutar i ett skruvblad med stor diameter i botten. Skruven är en komplett vridning, bladets diameter är 150 mm till 450 mm.
Skruvhällarnas basarea installeras genom att skruva ner dem med hjälp av Capstan med långa stänger monterade på toppen av högar med hjälp av arbetskraft. Elektriska motorer är nu anställda för detta ändamål, men användningen av skruvhögar blir sällan dag för dag.
Pile Spacing:
Den rekommenderade minsta avståndet mellan friktionspinnar är 3 d, där d är diametern på cirkulära staplar eller längden på diagonalen för fyrkantiga, sexkantiga eller åttkantiga pålar. Ytterligare nära avstånd mellan friktionspålen minskar den bärande kapaciteten hos den enskilda stapeln och är därför inte ekonomisk.
Ändlager kan placeras närmare. Inga gränser har fastställts för högsta avståndet mellan pålarna, men överskrider inte i allmänhet 4 d.
Hur lasten överförs via staplar:
Friktionshögar:
När en last placeras på toppen av en friktionshuggare som drivs i granulär eller sammanhängande mark, tenderar den att tränga in ytterligare. Denna tendens för nedåtgående rörelse av stapeln motstår av hudfriktionen mellan hönsytan och marken.
Storleken på hudfriktionen per ytanhetens ytarea beror på värdet av normalt jordtryck p och friktionskoefficienten mellan marken och stapelytan; båda värdena beror återigen på pälsytans natur och jordens natur.
Ändlager:
Ändlager bärs genom mycket dålig typ av jord för att vila på fast botten, såsom komprimerad sand eller grusinslag eller sten. Därför är friktionen som utvecklas mellan högen och marken praktiskt taget mycket liten och hela lasten överförs av stapeln genom lagret. Dessa högar fungerar som kolumner och därför bör de utformas som sådana.
Utvärdering av ultimata lastbärarkapacitet hos pålar från marktestdata-statisk formel:
Högar i granulära jordar:
Den ultimata lastbärande kapaciteten, Q du av pålar i granulär mark, kan erhållas från följande formel. En säkerhetsfaktor på 2, 5 ska antas för att uppskatta den stabila lastkapaciteten hos staplar.
Staplar i sammanhängande jordar:
Den ultimata lastbärande kapaciteten, Q u "av staplar i rent sammanhängande jordar, kan bestämmas av följande formel. En säkerhetsfaktor på 2, 5 ska tillämpas för att få säkra laster på pålar.
Q u 1 = A b. N c. C b + a. C. A s (21.7)
Var, A b = Planarea av basen av högar
N c = Bärkapacitetsfaktor brukar tas som 9, 0
C b = Genomsnittlig sammanhållning vid högspets i kg / cm 2
a = Reduktionsfaktor som anges i tabell 21.2
C = Genomsnittlig sammanhållning genom hela effektiv längd av högen i kg / cm2
A s = ytarea av stapelaxel i cm 2
Exempel 2:
Utvärdera den säkra bärkapaciteten hos de uttråkade staplarna 500 mm. dia och 22, 0 m längd inbäddad i en blandad typ av jord under en viaduktstruktur. Bore-loggen på arbetsplatsen ges nedan:
Utvärdering av säker och ultimata lastbärarkapacitet hos bryggor från körmotstånd - dynamisk formel:
Denna metod tar hänsyn till det arbete som gjordes av staplarna för att övervinna markens motstånd under körning och som sådan motsvarar hammarens slagkraft. I vissa realistiska metoder görs också utsläpp för energiförluster på grund av den elastiska komprimeringen av pålarna och marken.
Formler för bestämning av säker belastning R, på staplar (Engineering News Formulas) :
Avstånd av pålar:
I fall av pålar grundade på mycket hårda stratum och avleda sin bärande kapacitet huvudsakligen från ändlager, skall minimalt avstånd mellan sådana högar vara 2, 5 gånger diameteren av pålar.
Friktionspålen härledar sin bärande kapacitet huvudsakligen från friktion och som sådan ska vara tillräckligt åtskilda från varandra eftersom fördelningskanalerna eller trycklamporna hos intilliggande pålar överlappar varandra såsom visas i fig 21.11. I allmänhet skall avståndet mellan friktionspinnar vara minst 3 gånger diameteren hos pålarna.
Arrangemang av staplar i ett grupptypiskt arrangemang av staplar i en grupp visas i figur 21.10. Avståndet S som anges i figur 21.10 ska vara som rekommenderat.
Gruppverkan av staplar:
(a) Stapelgrupper i Sands och Gravels:
När pålarna drivs i lös sand och grus komprimeras jorden runt pålarna upp till en radie av minst tre gånger diameteren av pålarna. I så fall är höggruppens effektivitet mer än enighet.
För praktiskt ändamål är lastbearbetningskapaciteten hos en stapelgrupp som har N antal pålar N. N. Qu, där Q du är kapaciteten hos enskild stapel. Vid borrade pålar i sådana jordlagor, även om ingen komprimeringseffekt föreligger, tas gruppeffektiviteten också som enhet.
(b) Stapelgrupper i Clayey Jordar:
I en grupp friktionshögar i lera eller sammanhängande jord överlappar fördelningskanalerna eller trycklamporna i de intilliggande högarna (Fig. 21.11-a) sålunda en ny fördelningskanal ABCDE (fig 21.11-b) basområdet varav mycket mindre än summan av områdena i kuporna för fördelning av den enskilda stapeln före överlappning.
Lagerområdet där belastningarna från pålarna överförs via fördelningskanalen är därför mindre, vilket reducerar den bärande kapaciteten hos den individuella stapeln på grund av gruppverkan. Om pålarna drivs med större avstånd kommer överlappningen av fördelningskanalerna att vara mindre och därför ökar effektiviteten hos den individuella stapeln i den gruppen.
Det visar sig därför att ökningen i nos. av staplar i en stapelgrupp, i vilken övergångskanalerna inte överlappar något till laddgruppens bärförmåga eftersom jorden redan har uppnått det "mättade" tillståndet. Friktionspinnar i lerajord kan därför misslyckas antingen individuellt eller som ett block. Den ultimata belastningsförmågan Q gu, av blocket (fig 21.12) ges av:
Eftersom blocket ska bibehålla sin egenvikt utöver lasterna från staplarna, ska den säkra belastningen av blocket beräknas efter avdrag för blockets självvikt. Normalt är en säkerhetsfaktor på 3 tillåtet över Q för att du ska få den säkra lastbearbetningen av blocket. Därför är den stabila lastbärande kapaciteten hos stapelgruppen
Exempel 3:
En bryggningsgrund för en medelstödsbrygga stöds på en grupp gjutna i-situ-borrade staplar som visas i fig 21.13 drivs genom lerajord. Relevanta uppgifter ges nedan:
(i) Längd på högen under maximalt skur (vilket är väldigt litet i detta fall) = 25 m.
(ii) Diameter av högar, d = 500 mm.
(iii) Genomsnittlig sammanhållning genom hela längden av pålarna, C = 0, 45 kg / cm2
(iv) Genomsnittlig sammanhållning vid högspets, Cb = 0, 5 kg / cm2
(v) Vinkel av inre friktion, ǿ = 0
Bestäm om huruvida den individuella kapaciteten hos pålar eller blockkapaciteten styr designen om stapelavståndet är (a) 3d och (b) 2, 5 d.
Detta är mindre än den totala kapaciteten hos alla högar, t ex 700 ton. Därför reglerar kapaciteten i blocket konstruktionen. Gruppens effektivitet är i detta fall 630/700 x 100 = 90 procent. Därför är effektiviteten hos den individuella stapeln i stapelgruppen genom att reducera stapelavståndet i lerjord från 3d till 2, 5d i detta speciella fall 90 procent.
Sidosistens av staplar:
Pålar som drivs under abutmenten eller kvarhållningsväggarna utsätts alltid för horisontella krafter utöver de vertikala belastningarna på dem. Dessa horisontella krafter motverkas av pelarnas laterala motstånd.
Om strukturen misslyckas på grund av de horisontella krafterna kan det bero på:
(i) Skjuvfel av högen själv
ii) Fel på stapeln genom böjning
(iii) Jordfel misslyckas framför staplarna och därigenom orsakar lutning av strukturen som helhet.
Sektionen av och förstärkning för staplarna bör vara så att den motstår både skjuvningen och böjningen som kommer på staplarna. Tendens av lutning av strukturen som helhet motverkas av det passiva motstånd som jorden erbjuder framför staplarna.
Det har observerats att avståndet mellan de yttersta staplarna i den främre raden av stapelgruppen plus ett visst ytterligare avstånd på grund av dispersionseffekten (som kan tas som 20 ° till 25 'som visas i fig 21.14) är effektivt för att erbjuda passiv motstånd mot pelarnas rörelse tillsammans med strukturen som stöds på dem.
Således från Fig. 21.14 kan bredden BC före höggruppen som erbjuder passiv motstånd ges med formeln:
Var, n = nos. av högar i främre raden.
I allmänhet 3, 0 m. till 4, 5 m. toppens längd under nivån på ett säkert sätt, eller det maximala eller skurdjupet är effektivt för att erbjuda passivt motstånd. Således, när höggrupper utsätts för horisontella krafter, så är området som framgår av bredden BC och ett djup av ca 3, 0 m. till 4, 5 m. erbjuder det passiva motståndet mot rörelsen av strukturen.
Dessutom kan det horisontella motståndet hos höftkåpan, om det förblir i kontakt med marken, också övervägas.
Batterilager:
I höga anliggningar, kvarhållande väggar etc., där storleken av den horisontella kraften som verkar på pålarna är sådan att sidolägenheten hos vertikala staplar är otillräcklig för att motstå den, är batterpiller eller rakerpiller det korrekta svaret på sådana problem. Nackdelen är att för att driva sådana högar krävs särskild färdighet och speciell typ av drivutrustning.
Den vågräta komponenten i batterpålen tar den horisontella belastningen tillsammans med den horisontella motståndet på stapelhuvudets bas om den förblir i kontakt med jorden och därför ökar användningen av batterpiller säkerhetsfaktorn mot glidning och vridning. När det gäller vertikal belastningsförmåga hos batterpålor är det i allmänhet säkerställt att batterpalen har samma mängd vertikala belastningar som vertikala staplar gör.
Utvärdering av belastningar på pålar:
Om grunden utsätts för direktlast, erhålls lasten på högen genom att dela belastningen med antalet pålar. När grunden utsätts för ett ögonblick utöver den direkta belastningen kan belastningen på pålar bestämmas enligt ekvation 21, 18 nedan, vilken är ganska analog med ekvationerna 21.1 och 21.2.
Var, W = totalbelastning
N = nos. av högar
Y = Avståndet på högen som behandlas från cg stapelgruppen.
I = Stapelgruppens tröghetsmoment om en axel genom stapelgruppens cg.
Vid beräkningen av tröghetsgruppens tröghetsmoment antas högar som enheter som är koncentrerade i sina längsgående mittlinjer, varvid tröghetsmomentet hos staplarna om deras eget centrum försummas.
Exempel 4:
En grupp av förberedda högar utsätts för en excentrisk resulterande belastning på 1125 ton som visas i figur 21.16 (b). Beräkna max och minsta belastning som bärs av staplarna:
Lasterna som bärs av pålarna på tå och häl sidan visar sig vara annorlunda eftersom grundreaktionen per enhetarea på tåsidan är större än den på helsidan, men på grund av excentrisk belastning från överbyggnaden, grunden som omfattas av varje stapel är densamma och därför är den totala markreaktionen av området som täckes av varje stapel, dvs last som bärs av varje hög på tåsidan, mer än den på hälssidan.
Från praktiska såväl som jordskikt överväganden är det svårt att göra olika längder av pålar för tån och häl sidan. Men antagandet av samma avstånd av högar till hälsidan som den för tåsidan är oekonomisk när längden på pålarna förblir densamma.
Av hänsyn till ekonomin är det önskvärt att justera stapelavståndet på så sätt att belastningen delas av varje stapel i stapelfunderingar utsatt för direkt belastning och moment, dvs utsatt för excentrisk belastning är lika. En grafisk metod för detta beskrivs nedan med illustrativt exempel 21.5.
Exempel 5:
I en hållvägg 10 m lång verkar en resulterande vertikal belastning på 800 ton med en excentricitet på 033 m. från hålhuvudets mittlinje mot tåsidan. Bestäm stapelavståndet för att få lika last på varje stapel. Pålarna kan antas ha en last på 25 ton per hög:
Lösning :
Belastning per löpande väggmätare = 800 / 10, 0 = 80 ton. Excentricitet = 0, 33 m.
. . . Moment om hålkapsens mittlinje per meter = 80 x 0.33 = 26.4 tm.
Sektionsmodul hos stapelkåpan per meter väggens längd = 1 x (5, 0) 2/6 = 4, 17 m 3
. . . Maximalt och minimalt grundtryck = P / A ±
= 22, 33 t / m 2 eller 9, 67 t / m 2
Grundtryckdiagrammet ACDB ritas i skala med ovanstående värden på maximala och minimala grundtryck [Fig. 21, 17 (b)]. AB och CD produceras för att träffas vid E. Med AE som diameter ritas halvcirkeln AHIJGE. Bågens BG är ritad med E som centrum. Från G ritas FG vinkelrätt på AE. AF är uppdelad i "n" lika längder där n är nos. av rader av pålar som krävs inom bredden AB.
I exemplet, total belastning per meter = 80 ton. Förutsatt 1, 1 m stapelavstånd i längdriktningen, belastning per 1, 1 m vägglängd = 80 x 1, 1 = 88 ton
. . . Antal av högar krävs per rad = - = 3, 52, Säg 4.
Därför är AF uppdelad i fyra lika längder, dvs AM, ML, LK och KF. Från dessa punkter på AF släpps perpendikulärerna för att möta halvcirkeln vid H, I och J. Med E som centrum och EH, EI, EJ som radius, ritas bågar för att möta linjen AB som delar tryckdiagrammet i resedelar området varav är densamma och därför kommer stapeln som tillhandahålls för att tillgodose grundtrycket av varje sådant område bära lika last.
Stapelns centrumlinje kommer att vara linjen genom centroid av ovanstående trapezidala tryckdiagram. Mellanrummen hos staplarna för att ha lika stor belastning avskalas och visas i fig 21.17 (a). Den faktiska belastningen som delas av varje stapel med ovanstående avstånd beräknas nedan för att visa metodens noggrannhet.
Avståndet mellan centroid av stapelgrupp från A = (1 x 0, 45 + 1 x 1, 45 + 1 x 2, 67 + 1 x 4, 10) / 4 = 2, 17 m.
Punkt för applicering av den resulterande belastningen från A = 2, 5 - 0, 33 = 2, 17 m.
Följaktligen är excentriciteten hos den resulterande med avseende på centylen hos stapelgruppen noll och belastningen som delas av varje stapel är lika, varvid belastningen per stapel är 800/36 = 22, 22 ton per stapel.
Körning av högar:
Pålarna drivs med antingen dropphammare eller ånghammare. Hammaren stöds av en speciell ram kallad stapelförare som består av ett par guider. Hammaren rör sig inuti styrningarna och faller från toppen av styrningen på döppen på staplarna som ska köras.
Hammaren som lyfts av manuellt arbete eller med mekanisk kraft och släpps sedan för att falla fritt av gravitation kallas drop-hammer. Nuvarande dammhammare används för högerkörning.
Ånghammaren som lyftes av; ångtryck och får sedan falla fritt, är en enkelverkande ånghammare men den som också påverkas av ångtrycket under nedåtgående rörelse och lägger till; o drivanordningen s som kallas dubbelverkande ånghammare.
Lasttest på pålar:
Stapelformlerna, både statiska och dynamiska, som ges i föregående artiklar, förutsäger ungefär den säkra belastningen som staplarna kommer att bära men det är alltid önskvärt att verifiera lastens lastbärande kapacitet genom belastningstest.
Initiala tester och rutinprov:
Det ska finnas två kategorier av provpeler, nämligen initialtest och rutintest. Initiala tester tas ut på provpål i början före körning av arbetspeler för att bestämma längden på pålarna för att bibehålla designbelastningen. Inledande test ska utföras på minst två högar.
Rutinprov utvinns på arbetshögar för att verifiera kapaciteten hos pålar som erhållits vid inledande tester. Medan initialtester kan utföras på enstaka staplar kan rutinprovningarna utföras på en enda hög eller en grupp av högar, två till tre i antal.
Sistnämnda är att föredra eftersom lastkapaciteten hos staplar i en grupp är mindre speciellt i lerjord och blandade jordar. Rutinprov ska utföras på 2 procent av de staplar som används i stiftelsen.
Förfarande för vertikala belastningstest:
Testbelastningen kan appliceras i steg direkt över en lastplattform som visas i figur 21.18 eller genom hydraulisk uttag med tryckmätare och fjärrkontrollpump, som reagerar mot en lastplattform som liknar figur 21.18.
Skillnaden mellan den tidigare och den senare metoden är att medan all testbelastning som placeras på plattformen överförs på provpålen i den tidigare metoden överförs jackens reaktion endast som belastning på staplarna i den senare metoden, trots att lasten på plattformen överskrider normalt den erforderliga reaktionen.
Stapeltestning genom reaktionsmetod kan också göras genom att utnyttja de intilliggande staplarna som ger den erforderliga jackreaktionen genom negativ friktion. För provning av pålar med direktladdningsmetod är vanligtvis hylsor av högsta kvalitet försedd på toppen av pålar för att använda den som lastplattform såväl som för att överföra lasten på pålarna enhetligt.
Förfarande för sidodelningstest på filer:
Lateral belastningstest kan utföras med jackreaktionsmetod med hydraulikuttaget och mätaren mellan två högar eller två grupper av högar. Jackens reaktion, som indikeras av mätaren, är den laterala motstånden hos stapelgruppens stapel.
Tillämpning av provbelastningar, mätning av förskjutningar och bedömning av säkra belastningar vid vertikala belastningstest:
(a) För Initial Load Test:
Provbelastningen ska appliceras i steg om cirka 10 procent av provbelastningarna och mätningar av förskjutningar ska göras med tre mätinstrument för enkel stapel och fyra mätinstrument för en grupp av högar. Varje laddningsstadium skall bibehållas tills avvecklingshastigheten är mer än 0, 1 mm per timme i sandjord och 0, 02 mm per timme i lerjord eller maximalt 2 timmar beroende på vilket som är större.
Lastningen ska fortsättas upp till provbelastningen som är dubbelt så stor som säker lastbelastning enligt uppskattning med hjälp av statisk formel eller belastningen vid vilken toppförskjutningen av stapelöverdelen motsvarar följande angivna värde:
Den säkra belastningen på enkel stapel ska vara minst av följande:
(i) Två tredjedelar av den slutliga lasten vid vilken den totala uppgörelsen uppnår ett värde av 12 mm.
ii) Femtio procent av den slutliga belastningen, vid vilken den totala avräkningen motsvarar 10 procent av stapeldiametern.
Den säkra belastningen på grupper ska vara minst av följande:
(i) Slutbelastning vid vilken den totala uppgörelsen uppnår ett värde av 25 mm.
(ii) Två tredjedelar av anallasten vid vilken den totala upplösningen uppnår ett värde av 40 mm.
(b) För rutinmässiga belastningstest:
Lastning ska utföras till en och en halv gånger den säkra belastningen eller upp till ledningen vid vinsch. Den totala upplösningen uppnår ett värde på 12 mm för enkel stapel och 4 cm för grupp av pålar, beroende på vilket som tidigare var.
Den säkra belastningen ska ges av följande:
(i) Två tredjedelar av den slutliga lasten vid vilken den totala uppgörelsen uppnår ett värde av 12 syftar till en enkel hög.
ii) Två tredjedelar av den slutliga lasten vid vilken den totala uppgörelsen uppnår ett värde på 40 mm för en grupp av högar.
Laddar mm för sidodelningstest:
Lastningen ska appliceras i steg om ca 20 procent av den uppskattade säkra belastningen efter att förskjutningsgraden är 0, 5 mm per timme i sandjord och 0, 02 mm i lerjord eller 2 timmar beroende på vilket som tidigare var.
De säkra sidolastningarna skall tas som minst av följande:
(a) 50 procent av den totala belastningen vid vilken den totala förskjutningen är 12 mm vid avskuren nivå.
(b) Total belastning vid vilken den totala förskjutningen är 5 mm vid avstängningsnivån.
Utdragningstest på pålar:
För detta test ska klausul 4.4 i "1S: 2911 (Del IV) -1979: Kod för praxis för konstruktion och konstruktion av stapelfundamenten-lastningstest på pålar" hänvisas.
Cykliska belastningstest och konstant penetrationsprov:
Pile-Cap:
RC Pile - kapslar med tillräcklig tjocklek krävs för att vara försedda på toppen av högar för att överföra lasten från konstruktionen till pålarna.
Stapelkapslarna är utformade enligt följande principer:
(i) Stansskjuvning på grund av belastning på bryggorna eller kolonnerna eller på de enskilda staplarna.
(ii) Skjuv vid bryggan eller kolonnytan.
(iii) Böjning av stapellocket runt bryggan eller kolonnytan.
(iv) Avveckling av en rad av pålar och därmed böjning och skjuvning av stapellocket.
En offset på 150 mm ska lämnas utöver de yttre ytorna på de yttersta staplarna i gruppen. När höfthuven ligger på marken, ska en mattbetong (1: 4: 8) med en tjocklek på 80 mm vara anordnad vid basen av stapellocket.
Toppet av stapel ska avfasas av betong och förstärkning av stapeln ska förankras tillräckligt i stapelkåpan för effektiv överföring av lasterna och momenten till marken genom staplarna. Minst 50 mm längd av stapelkanten efter avdragning av betong ska vara inbäddad i stapelkåpan. Det klara locket för huvudförstärkningen får inte vara mindre än 60 mm.
Stapelförstärkning:
Området med längsgående armering i förberedda högar ska vara som nedan för att klara de påfrestningar som uppstår på grund av lyftning, stapling och transport.
(i) 1, 25 procent för högar med en längd mindre än 30 gånger minst bredd.
ii) 1, 5 procent för staplar med en längd större än 30 och upp till 40 gånger minst bredden.
iii) 2, 0 procent för pålar med en längd som överstiger 40 gånger minsta bredd.
Området med längsgående armering i drivna in-situ och borrade gjutna betongpinnar ska inte vara mindre än 0, 4 procent av axelområdet.
Lateral förstärkning i högar får inte vara mindre än 0, 2 procent av bruttovolymen i staplarna och 0, 6 procent av bruttovolymen i varje ände av stapeln för ett avstånd på ca 3 gånger minsta bredd eller diameter av pålar. Den minsta dia. av den laterala förstärkningen ska vara 6 mm.
2. Well Foundations:
Om stapelstiftelserna är olämpliga på grund av ställförhållandena antas naturen av jordskiktet eller på grund av relativt djupa skur, välgrundningar. Komponenterna i en brunn visas i figur 21.19.
Klippkant och brunnkanten:
Botten är brunnar försedda med en stålskäre som är gjord av ms plattor och vinklar nitar eller svetsas ihop och förankras i brunnskanten med hjälp av förankringsstänger. Betongbrunnar är trekantiga i snitt för att hjälpa till med att avlägsna jorden genom att ta tag i och för att lätt sänka brunnarna.
Lutning av brunnkanten bör inte överstiga 35 grader med vertikal. Dessa kantar är ordentligt förstärkta så att de gör det tillräckligt starkt för att motstå spänningarna under sänkning. Vanligtvis tillhandahålls förstärkning både i form av stryp och längsgående stavar inte mindre än 72 kg. per cu. m. exklusive bindestänger av sten.
Länkstänger används för att hålla längsgående stavar och omrörare på plats. Betongen som ska användas i brunnskanten skall i allmänhet vara av klass M20.
Där pneumatisk sjunkning ska antas ska brunnskanten invändigt vara brant nog för att de pneumatiska verktygen ska kunna nås enkelt. Om blästring ska utnyttjas för att sjunka brunnarna ska hela höjden på det inre ytan och halvhöjden på ytterkantens kant vara skyddad med ms-plattan med en tjocklek på 6 mm som är ordentligt förankrad i häftappen med ankarstänger.
Steining:
Stenen är gjord av tegelsten eller sten murverk eller massbetong. Nominell förstärkning får inte vara mindre än 0, 12 procent av bruttosektionsytan av sten för att motstå dragspänningen som kan utvecklas i brunnstommen om den övre delen av stenen fastnar på ett lager av styv lera och den återstående delen hängs från toppen. Två lager av vertikala stenstänger med bindemedel föredras endast till ett centralt skikt.
Vid mursten skall vertikala bindestänger vara anordnade vid mitten av stenen med en hastighet av minst 0, 1 procent av bruttostensområdet. Dessa stänger ska vara inneslutna med betong av M20-kvalitet inom en kolonn av 150 x 150 storlek.
Dessa kolumner ska användas med R C. band med lämplig bredd inte mindre än 300 mm och med 150 mm djup. Avståndet mellan sådana band ska vara 3 m eller 4 gånger tjockleken på stenen, vilken som helst är mindre (Fig 21.20).
Bottenpluggen:
När avrinningen är klar och grundningsnivån uppnås brunnarna efter att ha gjort den nödvändiga sumpen är anslutna med 1: 2: 4 betong. Detta görs vanligen under vatten för vilken speciell typ av utrustning som ska användas för att skydda betongen från att tvättas bort när den tas genom vatten. För detta ändamål används två metoder vanligen.
Den första metoden kallas "Chute Method" eller "Contractor's Method", där vissa stålrör som vanligen kallas tremie 250 mm till 300 mm diametrar "med tratt upptill placeras inuti brunnarna. Överst på dessa rör hålls över vattennivån och botten på botten av brunnen.
Betongen när den hälls i traven rör sig nedåt på grund av tyngdkraften och når botten. Rören skiftas i sidled när betongen fortsätter.
I den andra metoden används en mer eller mindre vattentät låda för undervattentankning. Lådans botten är gjord så att när lådan når pluggnivån öppnas lådans botten nedåt genom att släppa en sträng ovanifrån och betongen placeras i brunnens botten. Denna metod kallas "Skip box" -metoden.
Funktionen hos bottenpluggen är att fördela lasten från bryggorna och anslagen till markskiktet nedan genom brunnstunningen. Lasten från bryggorna och stötarna fördelade över brunnkåpan och sedan till brunnstommen når äntligen brunnskanten.
Med en avsmalnande sida i kontakt med bottenpluggen, överförs lasten från kanten slutligen till den nedre pluggens torra ände på jorden nedan. För bättre prestanda ska bottenpluggen ha en tillräcklig tjocklek som visas i figur 21.20 (c)
Sandfyllning:
Brunnfickorna är vanligtvis fyllda med sand eller sandig lera, men ibland hålls fickorna tomma för att minska den döda lasten på brunnen på fundamentet. Det är önskvärt att åtminstone delen av fickorna under den maximala skurnivån fylles med sand för brunnarnas stabilitet. I varje fall är en toppplugg anordnad över sandfyllningen.
Well-Cap:
Belastning från bryggorna och abutmenten överförs till brunnstenen genom brunnkapslarna, vilka därför bör förstärkas tillräckligt för att klara de resulterande spänningar som orsakas av de överlagda belastningarna och stunderna.
Former av brunnar:
Brunnar av olika former används beroende på vilken typ av jord som de ska sänkas, vilken typ av brygga som ska stödjas och storleken på de belastningar och moment som de ska utformas för. Följande former, som visas i figur 21.21, är mycket vanliga:
Double-D octagonal or dumb-bell shaped wells have generally twin pockets or dredge holes due to which greater control over the shifts and tilts of wells is possible.
In addition dumb-bell shaped wells offer greater resistance to tilting in the longitudinal direction but while brick or concrete can be used in the construction of well-steining in both the double-D or octagonal wells, labour cost is more if brick-steining is used in dumb-bell wells.
Single circular wells are most economical where the moments in both the longitudinal and transverse directions are more or less equal. Moreover, for the same base area, these wells have lesser frictional surface on account of which lesser total sinking effort is required to sink the wells.
Twin-circular wells are more or less similar to single circular wells but these are suitable where the length of pier is more but twin-circular wells are not favoured where possibility of differential settlement between the two wells is not over-ruled. Both brick and concrete may be used in the steining of circular wells
Multi-dredge hole wells or monoliths are adopted in supporting piers or towers of long span bridges. This son of monoliths was used in supporting the main towers of Howrah Bridge at Calcutta. The size of the monolith was 55.35 mx 24.85 m with 21 dredging shafts each 6.25 m square.
Depth of Wells:
It deciding the founding levels of wells, the following points should be duly considered:
(i) The minimum depth of well is determines from the considerations of maximum scour so as to get the minimum grip length below the maximum scour level for the stability of the well.
(ii) The foundation may have to be taker deeper if the soil at the founding level is nor suitable to bear the design load.
(iii) Passive resistance of earth on the outside of well is taken advantage of in resisting as far as possible the external moments acting on the well due to longitudinal force, water current, seismic effect etc. The earth below the maximum scour level is only effective in offering the passive resistance.
Where greater external moments are required to be resisted by the passive earth pressure, greater grip length below the maximum scour level is required and therefore, to achieve this, further sinking of the well is necessary.
Designhänsyn:
The external moments acting on the wells due to various horizontal forces and the eccentric direct load are resisted by the moment due to passive earth pressure partly of fully depending on the magnitude of the passive pressure available which again is related to the area and nature of soil offering the passive resistance. The balance external moment if there be any, comes to the base.
The foundation pressure at the base of the well may, therefore, be calculated by the formula:
Where, W = Total vertical direct load at the base of well after due consideration of the skin friction on the sides of wells.
A = Bases area of the well.
M = Moment at base.
Z = Section modulus of base.
The foundation pressure will be maximum when both W and M are maximum. This condition is reached when the live load reaction on the pier is maximum and no buoyancy acts on the well and the pier.
On the other hand, the minimum foundation pressure and the possibility of tension or uplift may be expected when the live load reaction is minimum and full buoyancy acts due to which the dead weight of pier and well is reduced. The foundation pressure should be such that it remains within the permissible bearing power of the soil.
The skin friction acting on the sides of the wells is taken into account in balancing part of the direct load. In estimating the steining thickness, it is necessary to find out the maximum moment as well as the maximum and minimum direct load on the steining.
The steining thickness should be such that both the maximum and minimum stresses remain within the permissible value. In getting the maximum and minimum stresses, the considerations made in case of foundation pressure as outlined above should be tried here also.
The steining stresses are obtained by using the following formula:
Where, W = Total vertical load on the steining section under consideration.
A = Area of steining.
M = Moment at the steining section.
Z = Section modulus of the steining section.
The stability of well foundations shall be checked taking into account of all possible loading combinations including buoyancy or no buoyancy condition. Foundations for pier wells in cohesion less soil shall be designed on the basis of the “Recommendations for Estimating the Resistance of Soils below the Maximum Scour level in the Design of Well Foundations of Bridges”.
Design of abutment wells in all types of soils and pier wells in cohesive soils shall be done in accordance with the recommendations “Foundations and Substructure”. Method of checking the stability of wells in predominantly clayey soil is explained below following the recommendations.
The active and passive earth pressure at any depth Z below the maximum scour level for a mixed type soil is given by:
Fig. 21.22(a) shows a well subjected to vertical concentric load W (= W 1 + W 2 +W 3 ) and a horizontal force Q acting at a distance H from maximum scour level. Fig. 21.22(b) shows the active and passive pressure diagrams based on equations 21.20 and 21.21 and also considering rotation at the base as recommended.
Moment at the base of well due to external horizontal force, Q = Q (H+Z) (21.27)
Relief of moment at the base of well due to active and passive pressure of earth from equations 21.25 and 21.26
Equation 21.28 gives the ultimate nett moment of passive earth pressure. To arrive at the allowable moment of passive earth pressure from the ultimate moment (M p – M a ) as given in equation 21.28, a factor of safety as given below snail be applied ie. Allowable moment of passive resistance = (M p -M a )/FOS
FOS for cohesive soil for load combination excluding wind or seismic forces shall be 3.0 and for load combination including wind or seismic shall be 2.4 .The method of estimating base pressure of a well foundation is illustrated by me following example.
Example 6:
Calculate the foundation pressures at the base of the circular well with the following particulars:
(a) Depth of well – 25.0 m
(b) Dia of Well = 8.0 m
(c) Depth below max scour = 12.0 m
(d) Q = 100 t. acting a; 37.0 m above the base of well under seismic condition.
(e) W 1, = Weight of Superstructure = 850 tonnes.
(f) W 2 = Weight of Pier = 150 tonnes.
(g) W 3 = Weight of Well = 900 tonnes.
(h) Soil around the well is mixed type having (i) C = 0.2 kg/cm 2 (ii) Φ = 15° (iii) ƴ (dry) = 1, 800 kg/m 3
(i) Permissible foundation pressures under seismic condition are 50 tonnes/m 2 and no tension.
FOS for sandy and clayey soils under seismic condition arc 1.6 and 2.4 respectively. For a mixed soil as in the Illustrative Example FOS may be taken as 2.0.
Hence safe, as no tension occurs and the maximum foundation pressure is less than the allowable foundation pressure of 50.0 tonnes/m 2
Thickness of Well-Steining:
The thickness of well-steining should be such that it can withstand the stresses developed due to loads and moments during service of the bridge. These stresses may be calculated by the procedure given previously.
It is often observed that though the steining thickness satisfies all the loading conditions during service but it presents difficulties during sinking of the well. In such cases, either the steining becomes too light to give any sinking effort without addition of kentledge over the steining or failure of the steining occurs during sinking operation.
“Sinking effort” may be defined as the weight of the steining including kentledge, if any, per unit area of well periphery offering skin friction by the surrounding soil.
Where, r = Radius of the centre line of the steining.
t = Steining thickness.
w = Unit weight of steining.
R = Outer radius of well steining.
Unless the sinking effort exceeds the skin friction offered per unit area of steining surface, the sinking of the wells is not possible and therefore, the steining thickness should be made such that by adding small amount of kentledge, if necessary, the required amount of sinking effort is available in sinking the wells.
In order to make economy in the well steining, it is sometimes preferred by some designers to adopt the in steining thickness as per theoretical calculation just sufficient for taking design loads during service of the bridge but this economy or saving in the steining is more than compensated by the additional cost of loading and unloading of the kentledge, increased cost of establishment charges due to delay in sinking the wells etc.
According to Salberg, a practical Railway Engineer, this sort of economy aimed at by reducing the steining thickness is a false economy. His advice is —
“The really important factor in well design is the thickness of the steining. It is regrettable feature that in most design, the steining thickness is cut down to what the designer fondly imagines is something really cheap ; money is saved on paper and in the estimate in the reduction of considerable masonry but in actual work it is all thrown away in the increased cost of sinking. A well that is too light in itself has to be loaded and the cost and delay of a well that has to be loaded to be sunk is terrible. You have nothing permanent for all the money you have spent in loading and unloading a well. Put your money into the steining and you have good money well spent and a solider and heavier well under your pier forever. The chances are that you will save money on the job as a whole, you will save time and labour both important features, particularly the former when it is remembered that the period during which well can be worked at is limited to the low level duration of the river”.
Empirical formula governing the thickness of steining for circular wells as required from sinking considerations is given below. This formula may be applicable to double-D or dumb-bell shaped wells also if the individual pocket is assumed to be a circular well of equivalent diameter.
Anteckning 1:
For boulder strata or for wells resting on rock where blasting may be required, higher thickness of steining may be adopted.
Anteckning 2:
For wells passing through very soft clayey strata, the steining thickness may be reduced based on local experience.
Sinking of Wells:
The principal features in the sinking of wells are:
(a) To prepare the ground for laying the cutting edge.
(b) To cast the well-curb after laying the cutting edge.
(c) To build the steining over the well-curb.
(d) To remove the earth from the well pocket by manual labour or by grabbing and thus to create a sump below the cutting edge level. The well will go down slowly
(e) To continue the process of building up the steining and the dredging in alternate stages. Thus the well sinks till the final founding level is reached.
(f) If necessary, kentledge load may be placed on the well steining to increase the sinking effort for easy sinking of the wells.
In preparing the ground for the cutting edge, it is not a problem when the location of the well is on a land or on a dry river bed but when the well is to be sited on the river bed with some depth of water, some special arrangements are to be made for laying the cutting edge depending upon the depth of water.
Dessa är:
(a) Open islanding.
(b) Islanding with bullah cofferdam.
(c) Islanding with sheet-pile cofferdam.
(d) Floating caisson.
(a) Open Islanding (Fig. 21, 24-a):
When the depth of water is small say 1.0 m to 1.2 m. earth is dumped and an island is made such that its finished level remains at about 0.6 m to 1.0 m higher than the WL and sufficient working space (say 1.5 m to 3.0 m) round the cutting edge is available.
(b) Bullah Cofferdam (Fig. 21.24-b):
When the depth of water exceeds i.2 m but remains within 2.0 m to 2.5 m, cofferdam is made by driving close salbullah piles and after placing one or two layers of durma mat, the inside is filled with sand or sandy earth.
Sometimes, two rows of bullah piles at a distance of about 0.6 m between the rows are used and the annular space is filled with puddle clay. The unity of the inside and the outside rows being tied together gives more rigidity. This sort of islanding is adopted in comparatively deep water.
(c) Sheet Pile Cofferdam (Fig. 21, 24-c):
Islanding with sheet pile cofferdam is resorted to when wells are sited inside river where the depth of water is considerable and bullah pile cofferdams are unsuitable for resisting the pressure of the filled up earth inside the cofferdam. The sheet pile cofferdams are stiffened with circular ring stiffeners.
(d) Floating Caissons (Fig. 21.24-d):
In very deep water, the sheet pile cofferdam is not a solution because the hoop tension developed due to the earth pressure of the filling material is tremendous. In such cases, floating caissons are usually employed. The well curb and the steining arc made up to certain height with steel sheets braced inside with proper bracings.
The space between the inside and outside surface is kept void. The caisson is floated and brought to the actual location. The “launching” of the caisson is done by filling the annular void space with concrete in stages.
Before concrete filling, the caisson is carefully centered at its correct position. Due to the weight of the filled up concrete, the caisson goes down slowly and ultimately it touches the bed and it is grounded. The sinking is done as usual by building steining over the caisson and dredging.
The grounding of the caisson in correct position sometimes may not be possible specially in high velocity rivers. In such cases, the caissons are refloated by pumping the water kept either in some cells of the multi-cell wells or in water tanks ova the caissons and then re-grounded in correct position.
Method of Sinking:
Open Sinking:
Wells may be sunk by the open sinking (Fig. 21, 25-a) or the pneumatic sinking method (Fig. 21.25-b) In the former method the earth, sand, loose gravels etc. are removed from the bottom level of the cutting edge by means of grabbing or dredging and the well goes down due to its own weight.
If me steining is lighter or if the skin-friction round the periphery of the well steining is greater, additional knetledge load may have to be applied to facilitate the sinking.
Air-jetting near the cutting edge or water-jetting on the outside of the well-curb is resorted to when the well is stuck to a layer of stiff clay and it is found extremely difficult to sink the well further in spite of creating a deep sump under the cutting edge or placing a heavy kentledge on the well.
If the jet-pipes are laid in sections as shown in Fig. 21.26(b) with one 100 mm diameter vertical pipe connected to 3 nos. 50 mm dia jet-pipes through a 100 mm dia horizontal pipe, these also help in rectifying the tilt since any one section situated on the high side can be utilised to loosen the friction on that side. Alternate chiseling and dredging yield results in sinking wells in hard strata.
Sometimes, the wells are partially dewatered to loosen the skin friction or to puncture the stiff layer-of clay but it may be remembered that dewatering of the well is a very risky process since the well may; sink suddenly, which may lead to the heavy tilts and shifts or may cause cracks in the steining.
Therefore, dewatering of the wells should not normally be attempted unless forced by circumstances. If dewatering is to be done at all, it should be done very slowly and carefully to avoid any awkward situation.
Pneumatic Sinking:
Where open well sinking is likely to face many difficulties such as the presence of very hard stratum, loose boulders, inclined rock etc. or where the well is to be sunk some distance into rock, pneumatic sinking is adopted, in this method, a steel or a concrete air-lock is used at the bottom of the veil Compressed air pumped inside the air-lock displaces the water and workmen can work inside the air-lock without any difficulty.
Two separate locks known as the man-lock and the muck-lock are provided at the top of wells. These are connected to the air-lock at bottom by means of an air-shaft and the work-men, tools and plant and the excavated materials are taken in or out through these man-lock or the muck-lock.
Provision for the installation of the pneumatic sinking should be made in cases where open sinking may normally serve the purposes but the possibility of sinking hazards are there and the pneumatic sinking may have to be resorted to. Normally, pneumatic sinking is more costly than the open sinking.
The ratio of the cost depends on the difficulty or otherwise of the open sinking method. It is roughly estimated that pneumatic sinking is two times expensive than the open sinking when the sinking conditions of the latter one are very favourable or moderately favourable.
The former one may even be cheaper when the sinking by the latter method may have to face too many difficulties and the work is to be continued for a longer period under most adverse conditions.
Tilts and Shifts:
The strata through which the wells are sunk are very rarely uniform and therefore, the resistance offered by these layers to the sinking is different in the different parts of the wells due to which tilt in the wells occurs. Sometimes, the thrust on the wells due to earth pressure vary in magnitude resulting in the shifting of the wells in some direction from the original position.
The effect of the tilt on the well is to cause extra foundation pressure whereas the effect of the shift is to change the location of the pier. The shift of the well in the longitudinal direction causes change in the span lengths and the shift in the transverse direction causes the shifting of the centre line of the bridge.
If the pier position is not shifted then the shift of the well also induces extra foundation pressure due to the eccentricity of the resultant vertical load on the wells. To counter-act the effect of tilt, it is always advisable to shift the pier on the high side so that the resultant direct load passes through the CG of the base area as far as possible.
Generally, the allowable limit for tilt is 1 in 80. Allowable shift in any direction is 150 mm. In sinking wells through clayey soils, it is very difficult to keep the tilt within the aforesaid limit of 1 in 80 and higher tilts have to be accepted from practical considerations after due modification of the designs accordingly.
To rectify the tilt (and consequential shift), the following corrective measures are generally taken:
(i) To dredge near the cutting edge on the higher side if required after chiselling. Alternate chiselling and dredging generally yield results.
(ii) To apply air jetting or water-jetting on the outer high side so as to reduce the skin friction (Fig. 21.26).
(iii) To apply eccentric kentledge (with positive eccentricity with respect to the base of well) on the high side (Fig. 21.28- a).
(iv) To pull the well at top on the high side (Fig. 21.28-b and 21.28-c).
(v) To push the well at top on the low side (Fig. 21.28-d and 21.28-e).
(vi) To place blocks or obstacles under the cutting edge on the low side and continue dredging on the high side below cutting edge (Fig. 21.28-f).
If in spite of adopting the above corrective measures, the tilt cannot be rectified to the permissible limits and if the actual foundation pressure exceeds the permissible value, it is not safe to plug the wells at the design foundation level as originally contemplated and as such the wells shall be sunk further down in order to get more relief due to passive pressure of earth and thus to bring the actual foundation pressure including the additional foundation pressure due to tilt and shift within the permissible limits. Deeper sinking will normally increase the allowable foundation pressure.
Example 7:
If the well in Illustrative Example 21.6 is subjected to a final tilt of 1 in 50 and a true shift (in addition to shift due to tilt) of 0.3 m in the longitudinal direction, as shown in Fig. 21.29 (a), calculate the extra and total foundation pressures at the base of the well. How much shifting of the pier on the high side is necessary to keep the foundation pressures within the allowable limits?
Lösning:
From previous Example 6:
Weight of superstructure = 850 tonnes; Weight of pier = 150 tonnes
Weight of well after allowing for skin friction = 482 tonnes
Depth of well = 25.0 m; Z of well base = 50.27 m 3
Max. foundation pressure attained = 43.17 t/m 2 ; Allowable foundation pressure = 50.0 t/m 2
Due to a tilt of 1 in 50, the shift of well base =25.0/50 =0.5 m
From Fig. 21.29(a), it may be noted that due to the effect of lilt and actual shift the load from pier has an eccentricity of (0.5 + 0.3) = 0.8 m and the self-weight of well acting at its CG ie, 12.5 m above base has an 12.5/50 eccentricity of = 0.25 m.
Additional moment at well base due to tilt and shift = (850 + 150 ) x 0.8 + 482 x 0.25 = 800+ 120.5 = 920.5 tm.
To bring down the foundation pressure within the allowable limit, it is proposed to shift the well on the high side by 0.6 m as shown in Fig. 21.29 (b) thereby achieving a reduced eccentricity of 0.2 m for the load from pier, the eccentricity of self wt. of well remaining unchanged.
This is within the permissible limit of 50.0 t/m 2 . Därför säker. Thus, by shifting the pier by 0.6 m on the high side of-the well, reduction of moment due to tilt and shift is (850 + 150) x 0.6 = 600 tm which reduces the foundation pressure by 600/50.27 ie, 11.93 t/m 2 bringing down the excessive foundation pressure of 61.48 to (61.48 – 11.93) = 49.55 t/m 2 as obtained above.
It is needless to mention that by shifting the pier as above, the original span arrangement is changed. The span on the left side increases by 0.6 m and the same on the right side reduces by 0.6 m.
