Nền móng cho cây cầu (Có sơ đồ)
A. Cơ sở nông:
Nền móng nông thường được định nghĩa là những người có độ sâu nhỏ hơn chiều rộng của họ. Các nền tảng cho khối xây, bê tông khối hoặc RC Piers và mố có chiều cao nhỏ hơn hỗ trợ các nhịp tương đối nhỏ hơn và không có khả năng của bất kỳ cọ rửa nào thường được làm cho nông.
Trong trường hợp, trong trường hợp vật liệu nền có khả năng chịu lực an toàn rất thấp trong độ sâu nông, thì loại móng này, mặc dù phù hợp, có thể không được khuyến khích và có thể sử dụng nền tảng sâu.
Thiết kế của Footing :
Nếu móng móng chỉ chịu tải trọng trực tiếp, áp lực móng có thể đạt được bằng cách chia tải trọng với diện tích của bè.
Tuy nhiên, nếu nó phải chịu thời điểm ngoài tải trực tiếp, áp lực nền tối đa và tối thiểu được tính như sau:
Đối với chân hình chữ nhật, không có lực căng nào trong nền móng sẽ phát triển nếu kết quả của hiệu ứng kết hợp của tải trực tiếp và mô men vẫn nằm trong phần ba giữa của đế. Nếu kết quả chỉ rơi trên đường thứ ba giữa, áp lực nền tối đa trong trường hợp đó bằng hai lần áp lực trực tiếp và tối thiểu bằng không.
Khi kết quả vượt quá đường thứ ba giữa, sức căng sẽ phát triển và do đó, toàn bộ khu vực móng không còn hiệu quả trong việc duy trì tải trọng đi qua nó.
Phương trình (21.1) không còn hiệu lực trong việc ước tính áp lực nền tối đa có thể được thực hiện như được giải thích dưới đây:
Điểm áp dụng của kết quả là ở khoảng cách của một trò chơi từ ngón chân. Để phát triển không có điều kiện căng trên chiều rộng hiệu dụng đã sửa đổi, kết quả phải đi qua đường thứ ba ở giữa và do đó, chiều rộng hiệu dụng phải bằng với 3a 3a để đáp ứng điều kiện thứ ba giữa.
Tổng áp lực móng trên mỗi mét chiều dài móng phải bằng tải trọng thẳng đứng, P, nghĩa là tải trọng đến chân móng trên mỗi mét chiều dài.
Giả sử chiều dài một mét của bức tường
Nói chung, trong các nền móng nằm trên đất, không được phép căng thẳng. Khi nền móng nằm trên đá, lực căng có thể được cho phép với điều kiện áp lực nền tối đa được tính toán trên cơ sở diện tích thực tế mang tải như được phác thảo theo phương trình (21.3). Các bè móng trong trường hợp này cần neo đậu đầy đủ với đá móng bằng các thanh cốt thép.
Độ ổn định của kết cấu đối với trượt và lật phải được kiểm tra liên quan đến các cân nhắc thiết kế cho mố cầu. Mức độ đầy đủ của bước chân có thể được kiểm tra đối với các khoảnh khắc và kéo cắt xem xét phản ứng đất tại cơ sở được xác định theo phương pháp đã nêu trước đó và trọng lượng của đất so với bước chân nếu việc xem xét sau chi phối thiết kế.
Cốt thép có thể được cung cấp phù hợp nếu nó là bê tông cốt thép.
Ví dụ 1:
Thiết kế bè móng của một trụ cầu với tải trọng trực tiếp 270 tấn và thời điểm 110 tấn mét về trục dài hơn ở chân trụ. Các bè móng nằm trên đá có áp lực chịu lực an toàn 65 tấn mỗi mét vuông. Chiều dài của bè là 7, 5 m:
Vì bè móng nằm trên đá, nên có thể cho phép căng thẳng với điều kiện bè được neo chặt với đá móng với các thanh neo và áp lực móng tối đa được tính toán trên cơ sở diện tích hiệu quả hỗ trợ tải.
Diện tích thép cần thiết để chống lại sự nâng lên = 97, 700 / 200 = 490 mm 2
Sử dụng 4 số 20 cho mỗi bên dài hơn của bước chân.
Các chi tiết về neo của bè móng được thể hiện trong Hình 21.4:
B. Nền tảng sâu:
1. Móng cọc:
Trường hợp nền móng lan rộng hoặc bè được tìm thấy không phù hợp với việc xem xét khả năng chịu lực của đất và khi khả năng cọ rửa của nền nông bị bắt giữ mặc dù đất nền phù hợp để lấy tải trọng, nền móng sâu được sử dụng.
Nếu độ sâu của cọ rửa không được đánh giá cao và nếu lớp đất nền cho móng cọc phù hợp để lấy tải trọng thiết kế, nền móng cọc được thông qua. Móng cọc truyền tải trọng vào đất bên dưới sao cho độ lún của nền móng không quá mức và ứng suất cắt trong đất nằm trong giới hạn cho phép sau khi tính đến hệ số an toàn thích hợp.
Cọc có thể được phân thành hai nhóm tùy theo cách mà chúng truyền tải trọng vào viz đất:
(1) Cọc ma sát và
(2) Cọc chịu lực cuối.
Nhóm cọc trước truyền tải trọng vào đất thông qua ma sát phát triển giữa toàn bộ bề mặt cọc có chiều dài hiệu quả và đất xung quanh trong khi nhóm sau, nếu chúng được dẫn qua loại đất rất yếu nhưng nằm trên lớp trầm tích rất chắc chắn dưới dạng sỏi hoặc đá ở phía dưới, chỉ có thể truyền tải trọng bằng cách mang đầu cuối.
Nói chung, trong các cọc chịu lực cuối cùng, một số tải trọng được chuyển vào đất bằng ma sát cũng. Tương tự, trong các cọc ma sát, một số tải trọng được truyền vào đất bằng ổ trục cuối.
Loại cọc:
Cọc có nhiều hình thức và vật liệu khác nhau. Các loại cọc phổ biến nhất được sử dụng trong xây dựng cầu đường cao tốc là:
(a) Cọc gỗ
(b) Cọc bê tông
(i) đúc sẵn
(ii) Đúc tại chỗ
(c) Cọc thép
(i) Cọc hình ống hoặc rỗng hoặc được đổ đầy bê tông.
(ii) Cọc vít.
a. Cọc gỗ:
Cọc gỗ là những thân cây rất cao và thẳng, những cành cây bị tước đi. Cọc tròn 150 đến 300 mm. đường kính thường được sử dụng nhưng cọc vuông được xẻ từ gỗ của các khúc gỗ lớn hơn đôi khi được sử dụng.
Để có hiệu suất tốt hơn trong quá trình lái xe, chiều dài của cọc gỗ không được lớn hơn 20 lần đường kính (hoặc chiều rộng). Các loại gỗ phổ biến của Ấn Độ phù hợp với cọc là Sal, Teak, Deodar, Babul, Khair, v.v.
Cọc gỗ rẻ hơn so với các loại cọc khác nhưng chúng thiếu độ bền trong một số điều kiện dịch vụ trong đó sự thay đổi mực nước gây ra sự khô và ướt xen kẽ của cọc là nguyên nhân gây ra sự phân hủy nhanh chóng của cọc gỗ.
Nếu tồn tại vĩnh viễn dưới đất ngập nước, những cọc này có thể tồn tại trong nhiều thế kỷ mà không bị phân hủy. Cọc gỗ có thể được sử dụng không được xử lý hoặc xử lý bằng hóa chất như creosote để ngăn chặn sự phá hủy của các vi khuẩn hoặc sinh vật khác nhau hoặc sâu răng. Cọc gỗ bị ảnh hưởng bởi nước biển trong nước mặn.
b. Cọc bê tông:
Cọc bê tông đúc sẵn:
Cọc bê tông đúc sẵn có thể có hình vuông, hình lục giác hoặc hình bát giác, trước đây thường được sử dụng vì lợi thế của việc đúc và lái xe dễ dàng. Hơn nữa, cọc vuông cung cấp bề mặt ma sát nhiều hơn giúp tải trọng nhiều hơn.
Mặt khác, cọc lục giác hoặc bát giác đều có những ưu điểm là chúng có độ bền uốn bằng nhau theo mọi hướng và cốt thép bên có thể được cung cấp dưới dạng xoắn ốc liên tục. Hơn nữa, vát cạnh đặc biệt của các comers không được yêu cầu như trong các cọc vuông. Cọc đúc sẵn có thể được làm thon hoặc song song với mặt côn ở đầu lái xe, cái sau thường được ưu tiên hơn.
Các phần của cọc vuông thay đổi theo chiều dài của cọc. Một số phần phổ biến được sử dụng là:
300 mm vuông cho chiều dài lên đến 12 m.
Hình vuông 350 mm cho chiều dài trên 12 m đến 15 m.
Hình vuông 400 mm cho chiều dài trên 15 m đến 18 m.
450 mm vuông cho chiều dài trên 18 m đến 21 m.
Thông thường, chiều dài của cọc vuông được giữ bằng 40 lần bên đối với cọc ma sát và 20 lần bên đối với cọc chịu lực cuối.
Cọc đúc sẵn được làm bằng hỗn hợp bê tông phong phú tỷ lệ 1: 1: 3, đầu cọc được chế tạo với hỗn hợp phong phú hơn 1: 1: 2 để chống lại các ứng suất động trong quá trình lái xe.
Gia cố dọc @ 1, 5 phần trăm đến 3 phần trăm diện tích mặt cắt ngang của cọc tùy theo tỷ lệ chiều dài và chiều rộng và các mối nối hoặc mối quan hệ bên không dưới 0, 4 phần trăm theo thể tích được cung cấp. Các thanh dọc nên được buộc đúng cách bằng các dây buộc bên, khoảng cách giữa chúng không được quá một nửa chiều rộng tối thiểu.
Khoảng cách của các mối quan hệ bên ở trên cùng và dưới cùng của cọc nên gần và bằng một nửa khoảng cách thông thường. Cốt thép được cung cấp trong các cọc đúc sẵn được cung cấp để chống lại việc xử lý và ứng suất lái trừ khi chúng là cọc chịu lực trong trường hợp cốt thép được cung cấp trong các cọc truyền tải trọng như trong các cột RC.
Xử lý và nâng cọc:
Khi cọc đúc sẵn được nâng lên, mô men uốn được tạo ra trong các cọc do trọng lượng bản thân của cọc mà cần phải gia cố trong các cọc để phục vụ cho các ứng suất xử lý này.
Để giảm thiểu số lượng cốt thép như vậy trong các cọc, việc nâng phải được thực hiện sao cho các khoảnh khắc uốn được phát triển phải được đưa đến giá trị tối thiểu nhất có thể. Nâng hai điểm của cọc là rất phổ biến có thể được phác thảo như sau.
Đối với bố trí nâng như trong hình 21.6 (a) thời điểm dương tại C phải bằng với thời điểm âm tại B. Tương tự, đối với bố trí nâng như trong hình 21.6 (b) thời điểm dương tại F phải bằng âm tại D và E. Để thỏa mãn điều kiện thời điểm như vậy, kích thước của các điểm nâng phải như trong hình.
Cọc bê tông đúc tại chỗ (Driven hoặc Bored):
Có rất nhiều loại cọc đúc tại chỗ, nhưng nguyên tắc chính của việc tạo ra các cọc là giống nhau., Một ống rỗng bằng thép được dẫn vào hoặc chán xuyên qua đất, do đó tạo ra một không gian hình trụ rỗng, trong đó bê tông được khoan để tạo thành các cọc đúc tại chỗ.
Cọc đúc tại chỗ là cọc tròn có kích thước thay đổi tùy theo loại và khả năng chịu tải. Cọc Simplex thường có đường kính từ 350 đến 450 mm với khả năng chịu tải từ 40 tấn đến 80 tấn. Cọc Franki, mặt khác, có đường kính 500 mm và mang tải trọng khoảng 100 tấn.
Trong các cọc bê tông Simplex, Hình 21.7 (a), một chiếc giày bằng gang được sử dụng ở dưới cùng của ống vỏ để tạo điều kiện cho việc lái ống bằng cách đập vào đầu bằng búa sắt trên một thanh gỗ. Khi đạt đến cấp độ cuối cùng, lồng cốt thép được hạ xuống và bê tông được đổ vào bên trong ống làm đầy nó.
Các ống được nâng lên một chút và một lần nữa bê tông được đổ. Quá trình này được tiếp tục cụ thể hóa không gian được hoàn thành và ống vỏ được rút ra để lại cọc đúc tại chỗ đã hoàn thành. Cọc này chủ yếu là cọc ma sát nhưng một số tải trọng được lấy bằng đầu cọc.
Quy trình lái xe của ống vỏ trong cọc Franki [Hình. 21, 7 (b)] hơi khác so với cọc Simplex. Một số bê tông khô được đổ vào đường ống được giữ trên mặt đất. Bê tông khô này tạo thành một phích cắm được đâm bằng búa hình trụ có hình dạng di chuyển bên trong đường ống.
Bê tông cắm chặt vào tường chặt đến mức búa đập xuống đường ống cùng với bê tông cắm cho đến khi đạt được mức mong muốn.
Ở cấp độ này, phích cắm bị hỏng, đổ bê tông tươi và nó được đâm triệt để do đó trải bê tông để tạo thành một bóng đèn làm tăng diện tích chịu lực của cọc ở phía dưới và giúp chịu tải nhiều hơn bằng cách chịu lực.
Vì ống được lấp đầy một phần phía trên bóng đèn sau khi hạ lồng cốt thép, ống được nâng lên và bê tông lại được đập nhưng với ít bạo lực hơn tại thời điểm hình thành bóng đèn. Việc đâm này làm cho bề mặt của cọc không đều dưới dạng nếp gấp, một lần nữa làm tăng ma sát da của cọc.
Quá trình được tiếp tục cho đến khi đống được hoàn thành. Loại cọc này truyền tải trọng bằng cả ma sát và ổ trục cuối.
Cọc Vibro khá giống với loại Simplex và ống vỏ được điều khiển xuống đất bằng cách đập nó ở trên cùng và bằng cách cung cấp một chiếc giày CI ở phía dưới. Sự khác biệt chính trong cọc này là thay vì lấp đầy đường ống bằng bê tông theo các giai đoạn, nó được lấp đầy hoàn toàn bằng bê tông có độ đặc khá lỏng.
Trong quá trình nâng ống vỏ, một loại búa đặc biệt đánh vào phần đính kèm của ống lên trên được sử dụng. Rung động được tạo ra bởi búa trong đường ống và đầu tĩnh của bê tông lỏng giúp rút ống cũng như tạo ra một trục rung liên tục của cọc. Bề mặt của loại cọc này nhẵn và không có nếp gấp được hình thành.
Cọc khoan nhồi được tìm thấy hữu ích ở những nơi mà các rung động gây ra bởi việc lái ống vỏ có thể gây hại cho các cấu trúc lân cận. Những cọc này được đúc trong không gian rỗng được tạo ra bằng cách loại bỏ trái đất bằng phương tiện nhàm chán.
Các biện pháp phòng ngừa nên được thực hiện để ngăn chặn sự đến của trái đất vào vỏ. Các lỗ khoan cũng cần được bảo vệ khỏi sự thắt cổ do đất mềm hoặc cọc nên được bảo vệ trong quá trình đúc khỏi mất xi măng do chuyển động của nước dưới đất.
c. Cọc thép hình ống:
Cọc hình ống có thể được đóng mở kết thúc hoặc với giày bằng gang như trong ống vỏ của cọc bê tông đúc tại chỗ. Các cọc khi được mở kết thúc được lấp đầy bằng đất tự động trong khi lái xe. Các cọc có đầu đóng có thể được giữ trống hoặc có thể được lấp đầy bằng bê tông.
Cọc vít:
Một cọc vít bao gồm một trục thép tròn có đường kính khác nhau, từ 75 đến 250 mm và kết thúc bằng một lưỡi vít có đường kính lớn ở phía dưới. Vít là một lượt hoàn chỉnh, đường kính của lưỡi dao là 150 mm đến 450 mm.
Khu vực cơ sở của các cọc vít được lắp đặt bằng cách vặn chúng xuống bằng phương tiện Capstan với các thanh dài được lắp ở đầu cọc với sự trợ giúp của nhân lực. Động cơ điện hiện đang được sử dụng cho mục đích này nhưng việc sử dụng cọc vít đang ngày càng hiếm hơn.
Khoảng cách cọc:
Khoảng cách tối thiểu được đề nghị của các cọc ma sát là 3 d, trong đó d là đường kính của các cọc tròn hoặc chiều dài của đường chéo cho các cọc vuông, lục giác hoặc bát giác. Khoảng cách gần hơn của các cọc ma sát làm giảm khả năng chịu tải của từng cọc và do đó, không kinh tế.
Cọc chịu lực cuối có thể được đặt gần hơn. Không có giới hạn nào được cố định cho khoảng cách tối đa của các cọc nhưng nhìn chung nó không vượt quá 4 d.
Cách tải được chuyển qua cọc:
Cọc ma sát:
Khi một tải được đặt trên đỉnh của một cọc ma sát được điều khiển trong đất dạng hạt hoặc kết dính, nó có xu hướng thâm nhập hơn nữa. Xu hướng chuyển động đi xuống này của cọc được chống lại bởi ma sát da giữa bề mặt cọc và đất.
Độ lớn của ma sát da trên một đơn vị diện tích bề mặt cọc phụ thuộc vào giá trị của áp lực đất bình thường p và hệ số ma sát giữa đất và bề mặt cọc; cả hai giá trị này một lần nữa phụ thuộc vào bản chất của bề mặt cọc và tính chất của đất.
Cọc kết thúc:
Cọc chịu lực cuối cùng được dẫn qua loại đất rất kém để nằm trên nền vững chắc như cát đầm hoặc sỏi hoặc đá. Do đó, ma sát phát triển giữa bề mặt cọc và đất thực tế rất nhỏ và toàn bộ tải trọng được truyền qua cọc thông qua ổ trục. Các cọc này đóng vai trò là cột và do đó, nên được thiết kế như vậy.
Đánh giá khả năng chịu tải tối đa của cọc từ công thức tĩnh dữ liệu thử nghiệm đất:
Cọc trong đất dạng hạt:
Khả năng chịu tải cuối cùng, Q u của cọc trong đất hạt có thể được lấy từ công thức sau. Hệ số an toàn là 2, 5 sẽ được áp dụng để ước tính khả năng chịu tải an toàn của cọc.
Cọc trong đất dính:
Khả năng chịu tải cuối cùng, Q u 'của cọc trong đất kết dính hoàn toàn có thể được xác định từ công thức sau. Hệ số an toàn là 2, 5 sẽ được áp dụng để có được tải trọng an toàn trên cọc.
Q u 1 = A b .N c .C b + α. C .A s (21.7)
Trong đó, A b = Diện tích mặt bằng của đế cọc
N c = Hệ số khả năng chịu lực thường được lấy là 9.0
C b = Độ kết dính trung bình tại mũi cọc tính bằng kg / cm 2
α = Hệ số khử như được đưa ra trong bảng 21.2
C = Độ kết dính trung bình trong suốt chiều dài hiệu quả của cọc tính bằng kg / cm 2
A s = diện tích bề mặt của trục cọc tính bằng cm 2
Ví dụ 2:
Đánh giá khả năng chịu lực an toàn của cọc khoan nhồi 500 mm. dia và chiều dài 22, 0 m được nhúng trong một loại đất hỗn hợp theo cấu trúc cầu cạn. Bore-log tại nơi làm việc được đưa ra dưới đây:
Đánh giá khả năng chịu tải an toàn và tối đa của các trụ từ khả năng chống lái - Công thức động:
Phương pháp này tính đến công việc được thực hiện bởi các cọc trong việc vượt qua lực cản của mặt đất trong khi lái xe và như vậy tương đương với năng lượng của cú đánh búa. Trong một số phương pháp thực tế, phụ cấp cho việc mất năng lượng do nén đàn hồi của cọc và đất cũng được thực hiện.
Các công thức để xác định tải trọng an toàn R, trên cọc (Công thức tin tức kỹ thuật) :
Khoảng cách các cọc:
Trong trường hợp các cọc được thiết lập trên tầng rất cứng và có được khả năng chịu tải của chúng chủ yếu từ ổ trục cuối, tối thiểu, khoảng cách của các cọc đó phải bằng 2, 5 lần đường kính của cọc.
Các cọc ma sát xuất phát từ khả năng chịu tải của chúng chủ yếu là do ma sát và do đó phải được đặt cách nhau đủ do các nón phân phối hoặc bóng đèn áp lực của các cọc liền kề chồng lên nhau như trong hình 21.11. Nói chung, khoảng cách của các cọc ma sát phải tối thiểu bằng 3 lần đường kính của cọc.
Sắp xếp các cọc trong nhóm Nhóm Sắp xếp các cọc điển hình trong một nhóm được thể hiện trong hình 21.10. Khoảng cách S được chỉ ra trong hình 21.10 sẽ được khuyến nghị.
Nhóm hành động của cọc:
(a) Các nhóm cọc trong cát và sỏi:
Khi cọc được đóng trong cát và sỏi lỏng lẻo, đất xung quanh cọc có bán kính ít nhất gấp ba lần đường kính của cọc được nén chặt. Trong trường hợp như vậy, hiệu quả của nhóm cọc nhiều hơn sự thống nhất.
Tuy nhiên, với mục đích thực tế, khả năng chịu tải của một nhóm cọc có N số cọc là N. Q u, trong đó Q u là sức chứa của từng cọc. Trong trường hợp cọc khoan nhồi trong tầng đất như vậy, mặc dù không có hiệu ứng nén, hiệu quả nhóm cũng được coi là sự thống nhất.
(b) Các nhóm cọc trong đất sét:
Trong một nhóm các cọc ma sát trong đất sét hoặc đất dính, các hình nón phân bố hoặc bóng đèn áp lực của các cọc liền kề chồng lên nhau (Hình 21.11-a) do đó tạo thành một hình nón phân bố mới ABCDE (Hình 21.11-b) trong đó ít hơn nhiều so với tổng diện tích các hình nón phân bố của cọc riêng lẻ trước khi chồng lấp.
Do đó, khu vực chịu lực mà tải trọng từ các cọc được truyền qua hình nón phân phối, do đó, làm giảm khả năng chịu tải của cọc riêng lẻ do tác động của nhóm. Nếu các cọc được điều khiển với khoảng cách rộng hơn, sự chồng chéo của các hình nón phân phối sẽ ít hơn và do đó, hiệu quả của các cọc riêng lẻ trong nhóm đó sẽ tăng lên.
Nó, do đó, transpires tăng trong số nos. các cọc trong một nhóm cọc trong đó các hình nón phân bố chồng lên nhau sẽ không thêm bất cứ thứ gì vào khả năng chịu tải của nhóm cọc vì đất đã đạt được điều kiện bão hòa. Cọc ma sát trong đất sét có thể, do đó, thất bại hoặc riêng lẻ hoặc như một khối. Khả năng chịu tải tối đa Q gu, của khối (Hình 21.12) được cho bởi:
Vì khối phải duy trì trọng lượng bản thân của nó ngoài tải trọng từ các cọc, tải trọng an toàn của khối phải được tính sau khi trừ đi trọng lượng bản thân của khối. Thông thường, hệ số an toàn là 3 được cho phép trên Q ' g u để có được tải trọng an toàn của khối. Do đó, khả năng chịu tải an toàn của nhóm cọc
Ví dụ 3:
Một nền móng cầu cho một nhịp cầu trung bình được hỗ trợ trên một nhóm các cọc khoan nhồi tại chỗ như trong hình 21.13 được dẫn qua đất sét. Các dữ liệu liên quan được đưa ra dưới đây:
(i) Chiều dài của cọc dưới mức quét tối đa (rất nhỏ trong trường hợp này) = 25 m.
(ii) Đường kính cọc, d = 500 mm.
(iii) Độ kết dính trung bình trong suốt chiều dài của cọc, C = 0, 45 kg / cm 2
(iv) Độ kết dính trung bình ở đầu cọc, C b = 0, 5 kg / cm 2
(v) Góc ma sát trong, = 0
Xác định xem công suất riêng của cọc hay công suất khối chi phối thiết kế nếu khoảng cách cọc là (a) 3d và (b) 2.5 d.
Đây là ít hơn tổng công suất của tất cả các cọc viz., 700 tấn. Do đó trong trường hợp này, công suất của khối chi phối thiết kế. Hiệu quả nhóm trong trường hợp này là 630/700 x 100 = 90 phần trăm. Do đó, bằng cách giảm khoảng cách cọc trong đất sét từ 3d xuống 2, 5d trong trường hợp cụ thể này, hiệu quả của từng cọc trong nhóm cọc là 90%.
Sức kháng bên của cọc:
Các cọc được điều khiển dưới mố hoặc tường chắn luôn chịu tác dụng của lực ngang ngoài tải trọng thẳng đứng lên chúng. Các lực ngang này được chống lại bởi sức cản bên của cọc.
Thất bại của cấu trúc trên tài khoản của các lực ngang có thể là do:
(i) Cắt thất bại của chính cọc
(ii) Thất bại của cọc khi uốn
(iii) Thất bại của đất trước các cọc do đó gây ra sự nghiêng của toàn bộ cấu trúc.
Phần và cốt thép cho các cọc phải như vậy để chống lại cả lực cắt và uốn đến trên cọc. Xu hướng nghiêng của cấu trúc nói chung được chống lại bởi lực cản thụ động được cung cấp bởi đất ở phía trước các cọc.
Người ta đã quan sát thấy rằng khoảng cách giữa các cọc ngoài cùng ở hàng trước của nhóm cọc cộng với một số khoảng cách bổ sung do hiệu ứng phân tán (có thể được lấy từ 20 ° đến 25 như trong hình 21, 14) có hiệu quả trong việc cung cấp thụ động khả năng chống chuyển động của cọc cùng với cấu trúc được hỗ trợ trên chúng.
Do đó, từ hình 21, 14, chiều rộng BC trước nhóm cọc cung cấp lực cản thụ động có thể được đưa ra theo công thức:
Ở đâu, n = nos. cọc ở hàng trước.
Nói chung, 3.0 m. đến 4, 5 m. chiều dài trên cùng của cọc dưới mức được bảo vệ đáng tin cậy hoặc độ sâu tối đa hoặc độ sâu có hiệu quả trong việc cung cấp sức đề kháng thụ động. Do đó, bất cứ khi nào nhóm cọc chịu tác dụng của lực ngang, diện tích phía trước được cho bởi chiều rộng BC và độ sâu khoảng 3, 0 m. đến 4, 5 m. cung cấp sức đề kháng thụ động chống lại sự di chuyển của cấu trúc.
Ngoài ra, sức cản ngang của nắp cọc, nếu vẫn tiếp xúc với đất, cũng có thể được xem xét.
Cọc nhồi:
Trong các mố cao, tường chắn, v.v ... trong đó cường độ của lực ngang tác dụng lên cọc sao cho lực cản ngang của cọc thẳng đứng không đủ để chống lại nó, cọc đập hoặc cọc cào là câu trả lời chính xác cho các vấn đề đó. Nhược điểm là để lái các cọc như vậy, cần phải có kỹ năng đặc biệt và loại thiết bị lái đặc biệt.
Thành phần nằm ngang của cọc đập chịu tải trọng ngang cùng với lực cản ngang của đế cọc nếu tiếp xúc với đất và do đó, việc sử dụng cọc đập làm tăng hệ số an toàn chống trượt và lật. Về khả năng chịu tải trọng thẳng đứng của cọc đập, người ta thường đảm bảo rằng các cọc đập mang cùng một lượng tải trọng thẳng đứng như cọc đứng.
Đánh giá tải trọng trên cọc:
Nếu nền móng chỉ chịu tải trọng trực tiếp, tải trọng trên cọc có được bằng cách chia tải trọng với số lượng cọc. Khi nền móng chịu một thời điểm ngoài tải trực tiếp, tải trọng trên cọc có thể được xác định theo phương trình 21, 18 dưới đây tương tự như các phương trình 21.1 và 21.2.
Trong đó, W = tổng tải
N = số cọc
Y = khoảng cách của cọc được xem xét từ cg nhóm cọc.
I = Mô men quán tính của nhóm cọc về một trục qua cg của nhóm cọc.
Khi tính toán mô men quán tính của nhóm cọc, các cọc được coi là đơn vị tập trung trong các đường tâm dọc của chúng, mô men quán tính của cọc về tâm của chúng bị bỏ qua.
Ví dụ 4:
Một nhóm các cọc đúc sẵn chịu tải trọng lệch tâm 1125 tấn như trong hình 21.16 (b). Tính tải trọng tối đa và tối thiểu được thực hiện bởi các cọc:
Tải trọng được mang theo bởi các cọc ở ngón chân và phía gót chân được tìm thấy là khác nhau bởi vì mặc dù do tải trọng lệch tâm từ cấu trúc thượng tầng, phản ứng mặt đất trên một đơn vị diện tích ở phía ngón chân nhiều hơn ở phía gót chân, diện tích của nền móng được bao phủ bởi mỗi cọc là như nhau và do đó, tổng phản ứng mặt đất của khu vực được bao phủ bởi mỗi cọc, nghĩa là, tải trọng của mỗi cọc ở phía ngón chân nhiều hơn so với ở gót chân.
Từ thực tế cũng như xem xét địa tầng đất, rất khó để tạo ra các chiều dài khác nhau của cọc cho ngón chân và gót chân. Nhưng việc áp dụng cùng một khoảng cách của cọc cho phía gót chân như đối với mặt ngón chân là không kinh tế khi chiều dài của cọc vẫn như cũ.
Từ việc xem xét tính kinh tế, mong muốn điều chỉnh khoảng cách giữa các cọc sao cho tải trọng được chia sẻ bởi mỗi cọc trong nền móng chịu tải trọng trực tiếp và thời điểm tức là chịu tải lệch tâm là bằng nhau. Một phương pháp đồ họa cho điều này được mô tả dưới đây bằng ví dụ minh họa 21.5.
Ví dụ 5:
Trong một bức tường chắn dài 10 m, tải trọng thẳng đứng 800 tấn có tác dụng với độ lệch tâm 033 m. từ đường trung tâm của nắp cọc về phía ngón chân. Xác định khoảng cách cọc để có được tải bằng nhau trên mỗi cọc. Các cọc có thể được coi là chịu tải 25 tấn mỗi cọc:
Giải pháp :
Tải trọng trên mỗi mét chạy của tường = 800 / 10.0 = 80 tấn. Độ lệch tâm = 0, 33 m.
. . . Khoảnh khắc về đường tâm của nắp cọc trên mét = 80 x 0, 33 = 26, 4 tm.
Mô-đun tiết diện của nắp cọc trên một mét chiều dài tường = 1 x (5.0) 2/6 = 4, 17 m 3
. . . Áp lực nền tối đa và tối thiểu = P / A ±
= 22, 33 t / m 2 hoặc 9, 67 t / m 2
Sơ đồ áp lực nền tảng ACDB được vẽ theo tỷ lệ với các giá trị trên của áp lực nền tối đa và tối thiểu [Hình. 21, 17 (b)]. AB và CD được sản xuất để đáp ứng tại E. Với đường kính AE, hình bán nguyệt AHIJGE được vẽ. BG cung được vẽ với E là tâm. Từ G, FG được vẽ vuông góc trên AE. AF được chia thành các chiều dài bằng nhau, trong đó n là nos. của các hàng cọc được yêu cầu trong chiều rộng AB.
Trong ví dụ, tổng tải trên mỗi mét = 80 tấn. Giả sử khoảng cách cọc 1, 1 m theo hướng dọc, tải trọng trên 1, 1 m chiều dài tường = 80 x 1, 1 = 88 tấn
. . . Số lượng cọc cần thiết cho mỗi hàng = - = 3, 52, Nói 4.
Do đó, AF được chia thành bốn chiều dài bằng nhau, AM, ML, LK và KF. Từ các điểm này trên AF, các đường vuông góc được thả xuống để đáp ứng hình bán nguyệt tại H, I và J. Với E là tâm và EH, EI, EJ là bán kính, các cung tròn được vẽ để gặp đường thẳng AB chia sơ đồ áp suất cho các phần tham quan khu vực trong đó là như nhau và do đó, cọc được cung cấp để phục vụ cho áp lực nền tảng của từng khu vực như vậy sẽ mang tải trọng bằng nhau.
Đường tâm cọc sẽ là đường xuyên qua tâm của sơ đồ áp suất hình thang ở trên. Khoảng cách của các cọc có tải trọng bằng nhau được thu nhỏ lại và được thể hiện trong hình 21, 17 (a). Tải trọng thực tế được chia sẻ bởi mỗi cọc với khoảng cách trên được tính toán dưới đây để hiển thị độ chính xác của phương pháp.
Khoảng cách trọng tâm của nhóm cọc từ A = (1 x 0, 45 + 1 x 1, 45 + 1 x 2, 67 + 1 x 4, 10) / 4 = 2, 17 m.
Điểm áp dụng tải kết quả từ A = 2, 5 - 0, 33 = 2, 17 m.
Do đó, độ lệch tâm của kết quả đối với trọng tâm của nhóm cọc là không và tải trọng được chia cho mỗi cọc là bằng nhau, tải trọng trên mỗi cọc là 800/4 = 22, 22 tấn mỗi cọc.
Lái xe cọc:
Cọc được điều khiển bằng búa thả hoặc búa hơi. Búa được hỗ trợ bởi một khung đặc biệt được gọi là đóng cọc, bao gồm một cặp hướng dẫn. Búa di chuyển trong các hướng dẫn và rơi từ đỉnh của hướng dẫn trên đỉnh chết của các cọc được điều khiển.
Cây búa được nâng lên bằng lao động thủ công hoặc bằng sức mạnh cơ học và sau đó được thả ra để rơi tự do bởi trọng lực được gọi là búa thả. Búa hơi ngày nay được sử dụng để đóng cọc.
Búa hơi được nâng lên bởi; áp suất hơi và sau đó được phép rơi tự do là một búa hơi hoạt động đơn lẻ nhưng một búa cũng bị tác động bởi áp suất hơi trong quá trình di chuyển xuống và thêm vào; o năng lượng lái xe được gọi là búa hơi tác động kép.
Kiểm tra tải trọng trên cọc:
Các công thức cọc cả, tĩnh và động, được đưa ra trong các bài viết trước dự đoán khoảng tải trọng an toàn mà cọc sẽ mang theo nhưng luôn mong muốn xác minh khả năng chịu tải của cọc bằng các thử nghiệm tải.
Các xét nghiệm ban đầu và các xét nghiệm thường quy:
Sẽ có hai loại cọc thử, viz., Thử nghiệm ban đầu và thử nghiệm thông thường. Các thử nghiệm ban đầu được kiếm được trên các cọc thử ngay từ đầu trước khi đóng cọc làm việc để xác định chiều dài của cọc để duy trì tải trọng thiết kế, thử nghiệm ban đầu phải được thực hiện trên hai cọc tối thiểu.
Các thử nghiệm thường xuyên được lấy ra trên các cọc làm việc để xác minh khả năng của các cọc như thu được từ các thử nghiệm ban đầu. Trong khi các thử nghiệm ban đầu có thể được tiến hành trên một cọc đơn, các thử nghiệm thông thường có thể được thực hiện trên một cọc hoặc một nhóm cọc, hai đến ba số.
Loại thứ hai là thích hợp hơn vì khả năng chịu tải của cọc trong một nhóm ít đặc biệt hơn trong đất sét và đất hỗn hợp. Kiểm tra thường xuyên phải được thực hiện trên 2 phần trăm của cọc được sử dụng trong nền móng.
Quy trình kiểm tra tải dọc:
Tải thử nghiệm có thể được áp dụng trong các giai đoạn trực tiếp trên nền tảng tải như trong hình 21, 18 hoặc bằng kích thủy lực với đồng hồ đo áp suất và bơm điều khiển từ xa, phản ứng với nền tảng tải tương tự như Hình 21, 18.
Sự khác biệt giữa phương pháp trước và phương pháp sau là trong khi tất cả tải thử nghiệm được đặt trên nền tảng được truyền trên các cọc thử nghiệm trong phương pháp trước, phản ứng của kích chỉ được truyền dưới dạng tải trên các cọc trong phương pháp sau mặc dù tải trên nền tảng thường vượt quá các phản ứng cần thiết.
Thử nghiệm cọc bằng phương pháp phản ứng cũng có thể được thực hiện bằng cách tận dụng các cọc liền kề tạo ra phản ứng kích thích cần thiết bằng ma sát âm. Để kiểm tra cọc bằng phương pháp tải trực tiếp, mũ cọc RC thường được cung cấp trên đỉnh cọc để sử dụng làm nền tảng tải cũng như để chuyển tải đồng đều trên cọc.
Quy trình kiểm tra tải bên, trên tệp:
Các thử nghiệm tải bên có thể được tiến hành bằng phương pháp phản ứng kích với giắc thủy lực và thước đo ở giữa hai cọc hoặc hai nhóm cọc. Phản ứng của kích như được chỉ định bởi máy đo là điện trở bên của cọc của nhóm cọc.
Áp dụng tải trọng thử nghiệm, đo lường sự dịch chuyển và đánh giá tải trọng an toàn tor Thử nghiệm tải trọng thẳng đứng:
(a) Đối với thử nghiệm tải ban đầu:
Tải trọng thử phải được áp dụng theo mức tăng khoảng 10% của tải thử nghiệm và các phép đo chuyển vị phải được thực hiện bằng ba đồng hồ quay số cho cọc đơn và bốn đồng hồ đo quay số cho một nhóm cọc. Mỗi giai đoạn tải phải được duy trì cho đến khi tốc độ lắng đạt hơn 0, 1 mm mỗi giờ trong đất cát và 0, 02 mm mỗi giờ trong đất sét hoặc tối đa là 2 giờ tùy theo mức nào lớn hơn.
Tải trọng phải được tiếp tục lên đến tải thử nghiệm gấp hai lần tải an toàn tải an toàn theo ước tính bằng cách sử dụng công thức tĩnh hoặc tải trọng mà tại đó tổng dịch chuyển của đỉnh cọc bằng với giá trị được chỉ định sau:
Tải trọng an toàn trên cọc đơn phải là ít nhất sau đây:
(i) Hai phần ba tải trọng cuối cùng mà tại đó tổng độ lún đạt giá trị 12 mm.
(ii) Năm mươi phần trăm tải trọng cuối cùng trong đó tổng độ lún bằng 10 phần trăm đường kính cọc.
Tải trọng an toàn cho các nhóm phải là ít nhất sau đây:
(i) Tải trọng cuối cùng tại đó tổng độ lún đạt giá trị 25 mm.
(ii) Hai phần ba tải trọng hậu môn mà tại đó tổng độ lún đạt giá trị 40 mm.
(b) Đối với các thử nghiệm tải thường xuyên:
Tải phải được thực hiện đến một lần rưỡi tải trọng an toàn hoặc lên tới dây dẫn tại tời, tổng độ lún đạt giá trị 12 mm đối với cọc đơn và 4 mm đối với nhóm cọc trước đó.
Tải trọng an toàn phải được đưa ra bằng cách sau:
(i) Hai phần ba tải trọng cuối cùng mà tại đó tổng độ lún đạt giá trị 12 nhắm cho cọc đơn.
(ii) Hai phần ba tải trọng cuối cùng mà tại đó tổng độ lún đạt giá trị 40 mm cho một nhóm cọc.
Đang tải, vv cho các thử nghiệm tải bên:
Tải trọng sẽ được áp dụng theo mức tăng khoảng 20% tải trọng an toàn ước tính sau khi tốc độ dịch chuyển là 0, 5 mm mỗi giờ trong đất cát và 0, 02 mm trong đất sét hoặc 2 giờ trước đó.
Tải trọng bên an toàn phải được lấy theo mức tối thiểu sau:
(a) 50 per cent of the total load at which the total displacement is 12 mm at the cut off level.
(b) Total load at which the total displacement is 5 mm at the cut-off level.
Pull-out Tests on Piles:
For this test, clause 4.4 of “1S:2911 (Part IV)—1979: Code of Practice for Design and Construction of Pile Foundations— Load Tests on Piles” shall be referred.
Cyclic Load Tests & Constant Rate of Penetration Tests:
Pile-Cap:
RC Pile – caps of adequate thickness are required to be provided on the top of piles to transfer the load from the structure on to the piles.
The pile- caps are designed on the following principles:
(i) Punching shear due to load on the piers or columns or on the individual piles.
(ii) Shear at pier or column face.
(iii) Bending of the pile cap about the pier or column face.
(iv) Settlement of one row of piles and the consequent bending and shear of the pile cap.
An off-set of 150 mm shall be provided beyond the outer faces of the outermost piles in the group. When the pile cap rests on ground, a mat concrete (1:4:8) of 80 mm thickness shall be provided at the base of the pile cap.
The top of pile shall be stripped of concrete and the reinforcement of the pile shall be adequately anchored into the pile cap for effective transmission of the loads and moments to the ground through the piles. At least 50 mm length of the pile top after stripping of concrete shall be embedded into the pile cap. The clear cover for main reinforcement shall not be less than 60 mm.
Pile Reinforcement:
The area of longitudinal reinforcement in precast piles shall be as below to withstand the stresses due to lifting, stacking and transport.
(i) 1 .25 per cent for piles having a length less than 30 times the least width.
(ii) 1.5 per cent for piles having a length greater than 30 and up to 40 times the least width.
(iii) 2.0 per cent for piles having a length exceeding 40 times the least width.
The area of longitudinal reinforcement in driven cast-in-situ and bored cast-in-situ concrete piles shall not be less than 0.4 per cent of the shaft area.
Lateral reinforcement in piles shall not be less than 0.2 per cent of the gross volume in the body of the piles and 0.6 per cent of the gross volume in each end of the pile for a distance of about 3 times the least width or diameter of the piles. The minimum dia. of the lateral reinforcement shall be 6 mm.
2. Well Foundations:
Where pile foundations are unsuitable due to site conditions, the nature of the soil strata or for the reason of comparatively deep scour, well foundations are adopted. The components of a well are shown in Fig. 21.19.
Cutting Edge and Well Curb:
At bottom, wells are provided with a steel cutting edge made of ms plates and angles riveted or welded together and anchored into the well curb by means of anchor bars. Concrete well curbs are triangular in section in order to assist in removing the earth by grabbing and to help easy sinking of the wells.
The inclination of the well curb should not exceed 35 degrees with the vertical. These curbs are properly reinforced so as to make it strong enough to resist the stresses during sinking. Usually reinforcement both in the form of stirrups and longitudinal bars are provided not less than 72 kg. per cu. m. excluding bond rods of steining.
Link bars are used to keep the longitudinal bars and stirrups in position. The concrete to be used in the well curbs shall generally be of grade M20.
Where pneumatic sinking is to be adopted, the internal angle of the well curbs shall be steep enough for easy access of the pneumatic tools. In case, blasting is to be resorted to sink the wells, the full height of the internal face and half height of the external face of the curb shall be protected with ms plate of 6 mm thickness properly anchored to the curb by anchor bars.
Steining:
The steining is made of brick or stone masonry or of mass concrete. Nominal reinforcement shall not be less than 0.12 per cent of gross sectional area of steining to resist the tensile stress that may be developed in the well steining in case top portion of the steining is stuck to a layer of stiff clay and the remaining portion is hung from top. Two layers of vertical steining bars with binders are preferred to one central layer only.
In case of brick steining, vertical bond rods shall be provided at the middle of the steining at a rate not less than 0.1 per cent of the gross steining area. These bars shall be encased with concrete of M20 grade within a column, of 150 x 150 size.
These columns shall be used with R C. bands of suitable width not less 300 mm and of 150 mm depth. The spacing of such bands shall be 3 m or 4 times the thickness of the steining whichever is less (Fig 21.20).
Bottom Plug:
When the sinking is completed and the founding level is reached the wells after making the necessary sump are plugged with 1: 2: 4 concrete. This is usually to be done under water for which special type of equipment's are to be used in order to protect the concrete from being washed away when taken through water. For this purpose, two methods are commonly used.
The first method is known as “Chute method” or “Contractor's method' in which some steel pipes usually known as tremie 250 mm to 300 mm diameters' with funnel at top are placed inside the wells. The top of these pipes is kept above water level and the bottom at the bottom level of well .
The concrete when poured in the funnel, moves downwards due to gravity and reaches the bottom. The pipes are shifted sideways as the concreting proceeds.
In the second method, a more or less water-tight box is used for under-water concreting. The bottom of the box is made such that when the box reaches the plugging level, the bottom of the box is opened downwards by releasing a string from above and the concrete is placed at the bottom of the well. This method is known as “Skip box” method.
The function of the bottom plug is to distribute the load from the piers and abutments on to the soil strata below through the well steining. The load from the piers and abutments distributed over the well-cap and then to the well steining finally reaches the well curb.
Having a tapered side in contact with bottom plug, the load from the curb is ultimately transferred to the bottom plug arid then onto the soil below. For better performance, the bottom plug shall have adequate thickness as shown in Fig. 21.20(c)
Sand Filling:
Các túi giếng thường được lấp đầy bằng cát hoặc đất sét cát nhưng đôi khi các túi được giữ trống để giảm tải trọng của giếng trên nền móng. Điều mong muốn là ít nhất một phần của các túi dưới mức cọ rửa tối đa phải được lấp đầy bằng cát để đảm bảo sự ổn định của giếng. Trong mỗi trường hợp, một đầu cắm trên cùng được cung cấp trên lớp cát.
Mũ lưỡi trai:
Tải trọng từ các trụ và mố được chuyển sang trạng thái ổn định thông qua các nắp giếng, do đó, phải được gia cố đầy đủ để chịu được các ứng suất gây ra bởi tải trọng và khoảnh khắc chồng chất.
Hình dạng của giếng:
Giếng có nhiều hình dạng khác nhau được sử dụng tùy thuộc vào loại đất mà chúng sẽ bị chìm, loại cầu được hỗ trợ và cường độ của tải trọng và khoảnh khắc mà chúng sẽ được thiết kế. Các hình dạng sau, như trong hình 21, 21 rất phổ biến:
Các giếng hình bát giác hoặc hình chuông đôi D thường có túi đôi hoặc lỗ nạo vét do có thể kiểm soát tốt hơn các ca và nghiêng của giếng.
Ngoài ra, giếng hình chuông câm cung cấp khả năng chống nghiêng cao hơn theo hướng dọc nhưng trong khi gạch hoặc bê tông có thể được sử dụng trong việc xây dựng giếng khoan trong cả giếng đôi hoặc bát giác, chi phí lao động sẽ cao hơn nếu sử dụng gạch được sử dụng trong giếng chuông.
Các giếng tròn đơn là kinh tế nhất trong đó các khoảnh khắc theo cả hai chiều dọc và ngang đều ít nhiều bằng nhau. Hơn nữa, đối với cùng một khu vực cơ sở, các giếng này có bề mặt ma sát ít hơn vì trong đó tổng số nỗ lực chìm ít hơn là cần thiết để đánh chìm các giếng.
Các giếng đôi tròn ít nhiều giống với giếng tròn đơn nhưng chúng phù hợp với chiều dài của bến nhiều hơn nhưng giếng đôi không được ưa chuộng khi khả năng giải quyết chênh lệch giữa hai giếng không bị chi phối quá nhiều. Cả gạch và bê tông có thể được sử dụng trong hầm lò tròn
Giếng khoan đa nạo vét hoặc đá nguyên khối được sử dụng trong các trụ đỡ hoặc tháp của cầu nhịp dài. Người con trai nguyên khối này đã được sử dụng trong việc hỗ trợ các tòa tháp chính của cầu Howrah tại Calcutta. Kích thước của khối đá nguyên khối là 55, 35 mx 24, 85 m với 21 trục nạo vét mỗi ô vuông 6, 25 m.
Độ sâu của giếng:
Nó quyết định mức độ thành lập của giếng, những điểm sau đây cần được xem xét hợp lệ:
(i) Độ sâu tối thiểu của giếng được xác định từ các cân nhắc của việc quét tối đa để có được độ dài độ bám tối thiểu dưới mức độ quét tối đa cho sự ổn định của giếng.
(ii) Nền móng có thể phải được đào sâu hơn nếu đất ở mức độ thành lập cũng không phù hợp để chịu tải trọng thiết kế.
(iii) Khả năng chống thụ động của trái đất ở bên ngoài giếng được tận dụng để chống lại càng nhiều càng tốt những khoảnh khắc bên ngoài tác động lên giếng do lực dọc, dòng nước, hiệu ứng địa chấn v.v ... Trái đất dưới mức độ quét tối đa chỉ hiệu quả trong việc cung cấp các kháng chiến thụ động.
Trong trường hợp cần có các khoảnh khắc bên ngoài lớn hơn để chống lại áp lực đất thụ động, thì độ dài bám lớn hơn dưới mức quét tối đa là cần thiết và do đó, để đạt được điều này, việc chìm giếng tiếp tục là cần thiết.
Cân nhắc thiết kế:
Các khoảnh khắc bên ngoài tác động lên các giếng do các lực ngang khác nhau và tải trọng trực tiếp lệch tâm bị cản trở bởi áp lực đất thụ động một phần hoàn toàn phụ thuộc vào cường độ của áp lực thụ động có liên quan đến diện tích và tính chất của đất đưa ra kháng chiến thụ động. Khoảnh khắc cân bằng bên ngoài nếu có, đến cơ sở.
Do đó, áp lực nền tảng của đáy giếng có thể được tính theo công thức:
Trong đó, W = Tổng tải trọng trực tiếp thẳng đứng tại đáy giếng sau khi xem xét do ma sát da ở hai bên giếng.
A = Diện tích cơ sở của giếng.
M = Khoảnh khắc tại cơ sở.
Z = Phần mô đun của cơ sở.
Áp lực nền tảng sẽ tối đa khi cả W và M đều tối đa. Điều kiện này đạt được khi phản ứng tải trực tiếp trên bến là tối đa và không có tác động nổi trên giếng và bến tàu.
Mặt khác, áp lực nền tối thiểu và khả năng căng thẳng hoặc nâng lên có thể được dự kiến khi phản ứng tải trực tiếp là tối thiểu và tác động nổi hoàn toàn do giảm trọng lượng của trụ và giếng. Áp lực nền phải sao cho nằm trong khả năng chịu lực cho phép của đất.
Ma sát da tác động lên các mặt của giếng được tính đến trong việc cân bằng một phần của tải trực tiếp. Để ước tính độ dày của steining, cần phải tìm ra thời điểm tối đa cũng như tải trực tiếp tối đa và tối thiểu trên steining.
Độ dày steining phải sao cho cả ứng suất cực đại và cực tiểu vẫn nằm trong giá trị cho phép. Để có được ứng suất tối đa và tối thiểu, các cân nhắc được thực hiện trong trường hợp áp lực nền tảng như đã nêu ở trên cũng nên được thử ở đây.
Các ứng suất steining thu được bằng cách sử dụng công thức sau:
Trong đó, W = Tổng tải trọng thẳng đứng trên phần steining đang xem xét.
A = Diện tích của steining.
M = Khoảnh khắc tại phần steining.
Z = Modulus phần của phần steining.
Độ ổn định của nền móng tốt sẽ được kiểm tra có tính đến tất cả các tổ hợp tải có thể bao gồm cả độ nổi hoặc không có điều kiện nổi. Nền móng cho các giếng cầu trong đất gắn kết ít đất hơn sẽ được thiết kế trên cơ sở các Khuyến nghị về ước tính sức kháng của đất dưới mức độ quét tối đa trong thiết kế nền móng giếng cầu.
Việc thiết kế giếng mố trong tất cả các loại đất và giếng cầu trong đất dính phải được thực hiện theo các khuyến nghị Cơ sở và công trình phụ. Phương pháp kiểm tra sự ổn định của giếng trong đất sét chủ yếu được giải thích dưới đây theo các khuyến nghị.
Áp lực đất chủ động và thụ động ở bất kỳ độ sâu Z nào dưới mức độ quét tối đa đối với loại đất hỗn hợp được đưa ra bởi:
Hình 21, 22 (a) cho thấy tải trọng đồng tâm thẳng đứng W (= W 1 + W 2 + W 3 ) và lực ngang Q tác dụng ở khoảng cách H từ mức quét tối đa. Hình 21, 22 (b) cho thấy các sơ đồ áp suất chủ động và thụ động dựa trên các phương trình 21, 20 và 21, 21 và cũng xem xét xoay vòng tại cơ sở như khuyến nghị.
Khoảnh khắc tại đáy giếng do lực ngang bên ngoài, Q = Q (H + Z) (21, 27)
Giảm thời điểm tại đáy giếng do áp lực chủ động và thụ động của trái đất từ các phương trình 21, 25 và 21, 26
Công thức 21.28 đưa ra thời điểm tối ưu nhất của áp lực đất thụ động. Để đến thời điểm cho phép của áp lực đất thụ động từ thời điểm cuối cùng (M p - M a ) như được đưa ra trong phương trình 21.28, một hệ số an toàn như được đưa ra dưới đây là ốc được áp dụng. Thời điểm cho phép của điện trở thụ động = (M p -M a ) / FOS
FOS cho đất kết dính cho tổ hợp tải trọng trừ lực gió hoặc địa chấn phải là 3.0 và đối với tổ hợp tải trọng bao gồm gió hoặc địa chấn sẽ là 2.4. Phương pháp ước tính áp lực cơ sở của nền giếng được minh họa bằng ví dụ sau đây.
Ví dụ 6:
Tính toán áp lực nền móng tại đáy giếng tròn với các chi tiết sau:
(a) Độ sâu của giếng - 25, 0 m
(b) Đường giếng = 8, 0 m
(c) Độ sâu dưới mức tối đa = 12, 0 m
(d) Q = 100 t. hành động a; 37, 0 m trên cơ sở giếng trong điều kiện địa chấn.
(e) W 1, = Trọng lượng của cấu trúc thượng tầng = 850 tấn.
(f) W 2 = Trọng lượng của bến tàu = 150 tấn.
(g) W 3 = Trọng lượng của giếng = 900 tấn.
(h) Đất xung quanh giếng là loại hỗn hợp có (i) C = 0, 2 kg / cm 2 (ii) = 15 ° (iii) (khô) = 1.800 kg / m 3
(i) Áp lực nền móng cho phép trong điều kiện địa chấn là 50 tấn / m2 và không có lực căng.
FOS cho đất cát và đất sét trong điều kiện địa chấn tương ứng 1.6 và 2.4. Đối với đất hỗn hợp như trong ví dụ minh họa FOS có thể được lấy là 2.0.
Do đó an toàn, vì không có căng thẳng xảy ra và áp lực nền tối đa nhỏ hơn áp suất nền cho phép là 50, 0 tấn / m 2
Độ dày của Stining tốt:
Độ dày của steining tốt phải sao cho có thể chịu được các ứng suất phát triển do tải trọng và khoảnh khắc trong quá trình phục vụ của cây cầu. Những ứng suất này có thể được tính theo quy trình đã cho trước đó.
Nó thường được quan sát thấy rằng mặc dù độ dày steining đáp ứng tất cả các điều kiện tải trong quá trình phục vụ nhưng nó gặp khó khăn trong quá trình chìm giếng. Trong những trường hợp như vậy, hoặc steining trở nên quá nhẹ để cung cấp cho bất kỳ nỗ lực chìm nào mà không cần thêm sự hiểu biết về steining hoặc thất bại của steining xảy ra trong hoạt động chìm.
Nỗ lực chìm có thể được định nghĩa là trọng lượng của steining bao gồm kentledge, nếu có, trên một đơn vị diện tích ngoại vi cung cấp ma sát da bởi đất xung quanh.
Trong đó, r = Bán kính của đường trung tâm của steining.
t = Độ dày đặt.
w = Đơn vị trọng lượng của steining.
R = Bán kính ngoài của steining tốt.
Trừ khi nỗ lực chìm vượt quá ma sát da được cung cấp trên một đơn vị diện tích bề mặt, thì việc chìm giếng là không thể và do đó, độ dày của steining phải được thực hiện sao cho bằng cách thêm một lượng nhỏ kentledge, nếu cần thiết, lượng chìm cần thiết nỗ lực có sẵn trong việc chìm giếng.
Để làm cho nền kinh tế trở nên ổn định, đôi khi một số nhà thiết kế nên sử dụng độ dày của steining theo tính toán lý thuyết chỉ đủ để tải trọng thiết kế trong quá trình phục vụ của cây cầu nhưng nền kinh tế hoặc tiết kiệm trong steining này được bù nhiều hơn bằng chi phí bổ sung cho việc bốc dỡ của kentledge, tăng chi phí cho phí thành lập do sự chậm trễ trong việc chìm giếng, v.v.
Theo Salberg, một Kỹ sư Đường sắt thực tế, loại nền kinh tế này nhằm mục đích giảm độ dày của steining là một nền kinh tế sai lầm. Lời khuyên của anh ấy là -
Các yếu tố thực sự quan trọng trong thiết kế tốt là độ dày của steining. Một đặc điểm đáng tiếc là trong hầu hết các thiết kế, độ dày steining được cắt giảm theo những gì nhà thiết kế tưởng tượng là một cái gì đó thực sự rẻ; tiền được tiết kiệm trên giấy và trong ước tính trong việc giảm đáng kể công trình xây dựng nhưng trong công việc thực tế, tất cả đều bị vứt bỏ trong chi phí chìm tăng lên. Một cái giếng quá nhẹ phải được nạp và chi phí và độ trễ của một cái giếng phải được tải để bị chìm là rất khủng khiếp. Bạn không có gì là vĩnh viễn cho tất cả số tiền bạn đã bỏ ra để tải và dỡ một cái giếng. Đặt tiền của bạn vào steining và bạn có tiền chi tiêu tốt và một người an toàn và nặng hơn dưới bến tàu của bạn mãi mãi. Cơ hội là bạn sẽ tiết kiệm tiền cho toàn bộ công việc, bạn sẽ tiết kiệm thời gian và lao động cả hai tính năng quan trọng, đặc biệt là trước đây khi người ta nhớ rằng khoảng thời gian có thể làm việc tốt được giới hạn trong khoảng thời gian thấp con sông".
Công thức thực nghiệm chi phối độ dày của steining cho giếng tròn theo yêu cầu từ các xem xét chìm được đưa ra dưới đây. Công thức này có thể được áp dụng cho các giếng hình đôi D hoặc chuông câm nếu túi riêng lẻ được coi là một giếng tròn có đường kính tương đương.
Lưu ý 1:
Đối với các tầng đá cuội hoặc cho các giếng nằm trên đá nơi có thể cần phải nổ mìn, độ dày của đá có thể được chấp nhận.
Lưu ý 2:
Đối với các giếng đi qua tầng đất sét rất mềm, độ dày steining có thể được giảm dựa trên kinh nghiệm địa phương.
Chìm giếng:
Các tính năng chính trong việc chìm giếng là:
(a) Để chuẩn bị mặt bằng để đặt cạnh cắt.
(b) Để đúc lề đường sau khi đặt cạnh cắt.
(c) Để xây dựng đường băng qua lề đường.
(d) Để loại bỏ trái đất khỏi túi giếng bằng lao động thủ công hoặc bằng cách nắm lấy và do đó để tạo ra một hố thu dưới mức cắt cạnh. Giếng sẽ xuống chậm
(e) Để tiếp tục quá trình xây dựng hệ thống và nạo vét trong các giai đoạn thay thế. Do đó, giếng chìm cho đến khi thành lập cấp cuối cùng.
(f) Nếu cần thiết, tải trọng kentledge có thể được đặt trên sàn giếng để tăng nỗ lực chìm để dễ dàng chìm giếng.
Khi chuẩn bị mặt bằng cho lưỡi cắt, không có vấn đề gì khi vị trí của giếng nằm trên một vùng đất hoặc trên một lòng sông khô ráo nhưng khi giếng được đặt trên lòng sông với một độ sâu của nước, một số đặc biệt sắp xếp được thực hiện để đặt cạnh cắt tùy thuộc vào độ sâu của nước.
Đó là:
(a) Đảo mở.
(b) Đảo với bullah cofferdam.
(c) Đảo với cofferdam cọc ván.
(d) Caisson nổi.
(a) Đảo mở (Hình 21, 24-a):
Khi độ sâu của nước nhỏ nói 1, 0 m đến 1, 2 m. trái đất bị đổ và một hòn đảo được tạo ra sao cho mức độ hoàn thành của nó vẫn ở mức cao hơn khoảng 0, 6 m đến 1, 0 m so với WL và không gian làm việc đủ (giả sử 1, 5 m đến 3, 0 m) quanh cạnh cắt có sẵn.
(b) Bullah Cofferdam (Hình 21, 24-b):
Khi độ sâu của nước vượt quá i.2 m nhưng vẫn nằm trong khoảng 2, 0 m đến 2, 5 m, cofferdam được tạo ra bằng cách đóng các cọc salbullah gần và sau khi đặt một hoặc hai lớp thảm Durma, bên trong chứa đầy cát hoặc đất cát.
Đôi khi, hai hàng cọc bullah ở khoảng cách khoảng 0, 6 m giữa các hàng được sử dụng và không gian hình khuyên được lấp đầy bằng đất sét vũng nước. Sự thống nhất của bên trong và các hàng bên ngoài được gắn với nhau tạo ra sự cứng nhắc hơn. Loại đảo này được thông qua trong nước tương đối sâu.
(c) Cọc tấm Cofferdam (Hình 21, 24-c):
Đảo với cofferdam cọc được sử dụng khi các giếng được đặt bên trong dòng sông nơi độ sâu của nước là đáng kể và cofferdam cọc bullah là không phù hợp để chống lại áp lực của trái đất lấp đầy bên trong cofferdam. Các cofferdam cọc tấm được làm cứng với chất làm cứng vòng tròn.
(d) Caissons nổi (Hình 21.24-d):
Ở vùng nước rất sâu, cọc cofferdam không phải là một giải pháp vì sức căng của vòng phát triển do áp lực đất của vật liệu làm đầy là rất lớn. Trong những trường hợp như vậy, caissons nổi thường được sử dụng. Các lề đường tốt và vòng cung steining tạo thành chiều cao nhất định với các tấm thép được giằng bên trong với các nẹp phù hợp.
Không gian giữa bề mặt bên trong và bên ngoài được giữ trống. Caisson được thả nổi và đưa đến vị trí thực tế. Việc khởi chạy trên đỉnh của các caisson được thực hiện bằng cách lấp đầy khoảng trống hình khuyên bằng bê tông theo từng giai đoạn.
Trước khi đổ bê tông, caisson được tập trung cẩn thận ở vị trí chính xác của nó. Do trọng lượng của bê tông lấp đầy, caisson đi xuống từ từ và cuối cùng nó chạm vào giường và nó được nối đất. Việc chìm được thực hiện như bình thường bằng cách xây dựng hầm lò trên hầm và nạo vét.
Việc nối đất của hầm ở vị trí chính xác đôi khi có thể không thể thực hiện được đặc biệt ở những con sông có vận tốc cao. Trong những trường hợp như vậy, các caissons được bơm lại bằng cách bơm nước được giữ trong một số tế bào của giếng đa tế bào hoặc trong các bể chứa nước, các caissons và sau đó được nối lại đúng vị trí.
Phương pháp chìm:
Mở chìm:
Giếng có thể bị chìm bởi chìm mở (Hình 21, 25-a) hoặc phương pháp chìm bằng khí nén (Hình 21, 25-b) Trong phương pháp trước đây, đất, cát, sỏi lỏng, v.v ... được loại bỏ khỏi mức đáy của cắt cạnh bằng cách lấy hoặc nạo vét và giếng đi xuống do trọng lượng riêng của nó.
Nếu tôi steining nhẹ hơn hoặc nếu ma sát da quanh ngoại vi của steining lớn hơn, tải trọng knetledge bổ sung có thể phải được áp dụng để tạo điều kiện cho chìm.
Máy phun khí gần mép cắt hoặc phun nước ở bên ngoài lề đường được sử dụng khi giếng bị dính vào một lớp đất sét cứng và rất khó để chìm giếng hơn nữa mặc dù tạo ra một vực sâu bể lắng dưới lưỡi cắt hoặc đặt một kentledge nặng trên giếng.
Nếu các ống phản lực được đặt trong các phần như trong hình 21, 26 (b) với một ống thẳng đứng đường kính 100 mm được nối với 3 nos. Các ống phản lực dia 50 mm xuyên qua ống nằm ngang 100 mm, những ống này cũng giúp khắc phục độ nghiêng vì bất kỳ phần nào nằm ở phía cao có thể được sử dụng để nới lỏng ma sát ở phía đó. Năng suất đục và nạo vét xen kẽ dẫn đến việc chìm giếng trong các tầng cứng.
Đôi khi, các giếng được khử nước một phần để nới lỏng ma sát da hoặc làm thủng lớp đất sét cứng nhưng có thể nhớ rằng việc khử nước giếng là một quá trình rất rủi ro vì giếng có thể; chìm đột ngột, có thể dẫn đến nghiêng và dịch chuyển nặng hoặc có thể gây ra các vết nứt trong steining.
Do đó, việc khử nước giếng thường không nên được thực hiện trừ khi bị ép buộc bởi hoàn cảnh. Nếu việc khử nước phải được thực hiện ở tất cả, nó nên được thực hiện rất chậm và cẩn thận để tránh bất kỳ tình huống khó xử.
Chìm khí nén:
Trường hợp chìm giếng mở có thể phải đối mặt với nhiều khó khăn như sự hiện diện của tầng rất cứng, đá lỏng lẻo, đá nghiêng, v.v. hoặc nơi giếng bị chìm một khoảng cách vào đá, chìm bằng khí nén được áp dụng, trong phương pháp này, một loại thép hoặc một khóa không khí bê tông được sử dụng ở dưới cùng của tấm che Khí nén được bơm bên trong khóa không khí thay thế nước và công nhân có thể làm việc bên trong khóa không khí mà không gặp khó khăn gì.
Hai khóa riêng biệt được gọi là khóa người và khóa muck được cung cấp ở đầu giếng. Chúng được kết nối với khóa không khí ở phía dưới bằng trục không khí và các công nhân, dụng cụ và nhà máy và các vật liệu khai quật được đưa vào hoặc ra thông qua các khóa này hoặc khóa muck.
Dự phòng cho việc lắp đặt chìm khí nén nên được thực hiện trong trường hợp chìm mở thường có thể phục vụ các mục đích nhưng khả năng chìm nguy hiểm là có và chìm khí nén có thể phải được sử dụng. Thông thường, chìm khí nén là tốn kém hơn so với chìm mở.
Tỷ lệ chi phí phụ thuộc vào độ khó hoặc mặt khác của phương pháp chìm mở. Người ta ước tính rằng chìm bằng khí nén đắt gấp hai lần so với chìm mở khi điều kiện chìm của cái sau rất thuận lợi hoặc thuận lợi vừa phải.
Phương pháp trước thậm chí có thể rẻ hơn khi chìm theo phương pháp sau có thể phải đối mặt với quá nhiều khó khăn và công việc sẽ được tiếp tục trong một thời gian dài hơn trong hầu hết các điều kiện bất lợi.
Nghiêng và ca:
Các tầng mà các giếng bị chìm rất hiếm khi đồng nhất và do đó, sức cản của các lớp này đối với sự chìm là khác nhau ở các phần khác nhau của giếng do xảy ra nghiêng trong giếng. Đôi khi, lực đẩy trên các giếng do áp lực đất thay đổi cường độ dẫn đến sự dịch chuyển của các giếng theo một số hướng từ vị trí ban đầu.
Tác động của độ nghiêng trên giếng là gây thêm áp lực nền móng trong khi tác động của sự dịch chuyển là thay đổi vị trí của bến tàu. Sự dịch chuyển của giếng theo hướng dọc gây ra sự thay đổi về độ dài nhịp và sự dịch chuyển theo hướng ngang gây ra sự dịch chuyển của đường trung tâm của cây cầu.
Nếu vị trí trụ không bị dịch chuyển thì sự dịch chuyển của giếng cũng gây ra áp lực nền móng thêm do độ lệch tâm của tải trọng thẳng đứng kết quả trên các giếng. Để chống lại tác động của độ nghiêng, luôn luôn nên dịch chuyển trụ ở phía cao để tải trực tiếp kết quả đi qua CG của khu vực cơ sở càng xa càng tốt.
Nói chung, giới hạn cho phép đối với độ nghiêng là 1 trên 80. Độ dịch chuyển cho phép theo bất kỳ hướng nào là 150 mm. Trong các giếng chìm qua đất sét, rất khó để giữ độ nghiêng trong giới hạn 1 trên 80 và độ nghiêng cao hơn phải được chấp nhận từ những cân nhắc thực tế sau khi sửa đổi thiết kế phù hợp.
Để khắc phục độ nghiêng (và thay đổi hệ quả), các biện pháp khắc phục sau đây thường được thực hiện:
(i) Nạo vét gần mép cắt ở phía cao hơn nếu cần sau khi đục. Thay thế đục và nạo vét thường mang lại kết quả.
(ii) Áp dụng phun khí hoặc phun nước ở phía cao bên ngoài để giảm ma sát da (Hình 21, 26).
(iii) Áp dụng kentledge lập dị (với độ lệch tâm dương đối với đáy giếng) ở phía cao (Hình 21.28- a).
(iv) Để kéo giếng lên trên đỉnh cao (Hình 21, 28-b và 21, 28-c).
(v) Để đẩy giếng ở phía trên ở phía thấp (Hình 21, 28-d và 21, 28-e).
(vi) Để đặt các khối hoặc chướng ngại vật dưới lưỡi cắt ở phía thấp và tiếp tục nạo vét ở phía cao bên dưới lưỡi cắt (Hình 21.28-f).
Nếu mặc dù áp dụng các biện pháp khắc phục ở trên, độ nghiêng không thể được điều chỉnh về giới hạn cho phép và nếu áp lực nền thực tế vượt quá giá trị cho phép, sẽ không an toàn khi cắm giếng ở mức nền móng thiết kế như dự kiến ban đầu và như vậy các giếng sẽ bị chìm sâu hơn để có được sự cứu trợ nhiều hơn do áp lực thụ động của trái đất và do đó để mang lại áp lực nền thực tế bao gồm áp lực nền bổ sung do nghiêng và dịch chuyển trong giới hạn cho phép. Chìm sâu hơn thường sẽ làm tăng áp lực nền tảng cho phép.
Ví dụ 7:
Nếu giếng trong ví dụ minh họa 21.6 chịu độ nghiêng cuối cùng là 1 trên 50 và độ dịch chuyển thực sự (ngoài sự dịch chuyển do độ nghiêng) là 0, 3 m theo hướng dọc, như trong hình 21, 29 (a), hãy tính áp lực nền tảng thêm và tổng số tại đáy giếng. Làm thế nào nhiều dịch chuyển của bến tàu ở phía cao là cần thiết để giữ áp lực nền tảng trong giới hạn cho phép?
Dung dịch:
Từ ví dụ 6 trước:
Trọng lượng của kiến trúc thượng tầng = 850 tấn; Trọng lượng của bến tàu = 150 tấn
Trọng lượng tốt sau khi cho phép ma sát da = 482 tấn
Độ sâu của giếng = 25, 0 m; Z của cơ sở giếng = 50, 27 m 3
Tối đa áp lực nền đạt được = 43, 17 t / m 2 ; Áp suất móng cho phép = 50, 0 t / m 2
Do độ nghiêng 1 trên 50, độ dịch chuyển của giếng gốc = 25, 0 / 50 = 0, 5 m
Từ hình 21, 29 (a), có thể lưu ý rằng do ảnh hưởng của độ nghiêng và sự dịch chuyển thực tế, tải trọng từ bến tàu có độ lệch tâm (0, 5 + 0, 3) = 0, 8 m và trọng lượng bản thân hoạt động tốt tại CG của nó, 12, 5 m trên cơ sở có độ lệch 12, 5 / 50 = 0, 25 m.
Khoảnh khắc bổ sung tại cơ sở tốt do độ nghiêng và dịch chuyển = (850 + 150) x 0, 8 + 482 x 0, 25 = 800+ 120, 5 = 920, 5 tm.
Để giảm áp lực nền trong giới hạn cho phép, đề xuất dịch chuyển giếng ở phía cao thêm 0, 6 m như trong hình 21, 29 (b) do đó đạt được độ lệch tâm giảm 0, 2 m cho tải trọng từ bến tàu, độ lệch tâm của bản thân còn lại không thay đổi.
Đây là trong giới hạn cho phép là 50, 0 t / m 2 . Do đó an toàn. Do đó, bằng cách dịch chuyển cầu tàu thêm 0, 6 m ở phía cao của giếng, giảm mô men do độ nghiêng và dịch chuyển là (850 + 150) x 0, 6 = 600 tm làm giảm áp lực nền xuống 600 / 50, 27 tức là 11, 93 t / m 2 làm giảm áp lực nền quá mức từ 61, 48 xuống (61, 48 - 11, 93) = 49, 55 t / m 2 như thu được ở trên.
Không cần phải đề cập rằng bằng cách dịch chuyển bến tàu như trên, cách sắp xếp nhịp ban đầu được thay đổi. Nhịp ở bên trái tăng 0, 6 m và tương tự ở bên phải giảm 0, 6 m.
