Design prinsipper for akvedukt og Sifon akvedukt

Les denne artikkelen for å lære om designprinsippene for akvedukt og Sifon akvedukt.

Design prinsipper for akvedukt:

(i) Estimering av design (maksimal) flomutladning av avløp:

Drenet som skal krysses, kan være liten eller som en elv. I alle tilfeller bør korrekt vurdering av maksimal flom eller toppstrøm av avløp oppnås på forhånd.

(ii) Vannkrav for avløp:

Laceys regimets perimeter-ligning gir et godt grunnlag for å beregne dreneringsvannveien. Ligningen er

Pw = 4, 825 Q 1/2

Hvor, P w er vannveien som skal tilføres for avløp på stedet i meter. Q er flomutladning av dreneringen i m 3 / sek. Da bryggene reduserer den faktiske vannveien som er tilgjengelig, kan lengden mellom anslagene (P w ) økes med 20 prosent. Når vannveien er løst fra Laceys regime-perimeter-ligning, blir regimetilstanden i avløp oppstrøms og nedstrøms for strukturen ikke forstyrret betraktelig. For å begrense dreneringsvannet til ønsket vannveiledning kan bankene bygges.

(iii) Flowhastighet gjennom fat:

Strømningshastigheten gjennom tønnen kan variere fra 1, 8 m / sek til 3 m / sek. Årsaken til å velge dette området er at nedre hastigheter kan føre til silting i fatene. Mens når hastigheten er høyere enn 3 m / s, kan sengelastet forårsake slitasje på fatgulvet og det kan da bli skadet.

(iv) Åpningshøyde:

Når vannveisutløpet og hastigheten er løst, kan strømningsdybden lett oppnås. Det bør være tilstrekkelig vei eller klaring mellom HFL og bunnen av kanalsengen. En klaring på 1 m eller halve høyden på culverten, avhengig av hvilken som er mindre, vil være tilstrekkelig. Derfor Åpningshøyde = Dybde av strømning + Rydding eller fremgang.

(v) Antall spenner:

Etter bestemmelse av den totale lengden på en akvedukt mellom anslagene antall spenner som skal tilveiebringes, kan det fastsettes på grunnlag av følgende to overveielser:

Jeg. Strukturell styrke kreves, og

ii. Økonomisk vurdering.

For eksempel, når buer blir brukt, kan antall spenner som tilbys, være mer. Når byggekostnaden i fundamentet er ganske høy, bør små antall spenner vedtas, og deretter kan RCC bjelker brukes.

(vi) Canal Waterway:

Generelt fluming forholdet er tatt til å være 1/2. Dette forholdet er vedtatt på en slik måte at strømningshastigheten i tråget ikke går over kritisk hastighetsgrense. Generelt bør strømningshastigheten ikke være mer enn 3 m / sek. Denne forholdsregelen er truffet for å unngå muligheten for dannelse av et hydraulisk hopp. Den åpenbare grunnen er at når hydrauliske hoppformer danner det absorberer energi. I denne prosessen er verdifullt hode tapt og store spenninger produseres i strukturen.

(vii) Lengde på sammentrekning eller tilnærming Overgang:

Når bredden i halsen er fast, kan lengden av sammentrekning bestemmes etter at konvergensforholdet er kjent. Konvergensforholdet er vanligvis tatt som 2: 1 (horisontal: lateral), dvs. ikke brattere enn 30 °.

(viii) Lengde på utvidelses- eller avgangsovergang:

Lengde på ekspansjon på nedstrøms side av akvedukten kan løses etter å ha kjent utvidelsesforholdet. Ekspansjonsforholdet er vanligvis tatt som 3: 1 (horisontal: lateral), dvs. ikke brattere enn 22, 5 °. For å opprettholde strømlinjeformet strømning og også for å redusere tap av hode, er overgangene vanligvis laget av buede og flakkede vingvegger.

Utformingen av overgangen kan utarbeides ved å benytte seg av en av følgende tre metoder:

Jeg. Hinds metode;

ii. Mitras hyperbolske overgangsmetode;

iii. Chaturvedis semi-kubiske parabolske overgangsmetode.

Det kan bemerkes at mens Hinds metode kan brukes når vanndybden i den vanlige delen og det flumte trough også varierer, kan de resterende to metodene bare brukes når vanndybden forblir konstant i den normale kanalseksjonen, så vel som troughseksjonen .

(ix) Bankforbindelser:

En akvedukt krever fire sett med vingevegg, (to for kanalen og to for dramaet (figur 19.24).

Kanalvingevegger på oppstrøms og nedstrøms side av akvedukten beskytter og beholder jorden i kanalbankene. Stiftelsen av kanalvingeveggene bør ikke ligge igjen i jorden. Vingeveggene skal være basert på lydgrunnlaget i det naturlige bakken. I overgangene skråles sideskråningene til den naturlige delen (generelt 11/2: 1) for å passe til form (generelt vertikal) av troughet over dreneringen.

Dreneringsvingevegger er forsynt oppstrøms og nedstrøms for tønnen for å beskytte og beholde de naturlige sider av dreneringen. Når sengen av dreneringen blir skuret under flom, bør dreneringsfløyens vegger tas dypt inn i fundamentet under maksimalt skuredybde. Vingeveggene skal tas tilbake tilstrekkelig til toppen av guidebankene. Vingeveggene skal utformes for å muliggjøre jevn innføring og utgang av strømmen i avløpet.

Hinds metode for overgangsproduksjon:

Denne metoden er basert på forutsetningen om at det er minst tap av hode, strømmen er strømlinjeformet og normale strømningsforhold i kanalen gjenopprettes før kanalutslippene går ned til jordens seksjon umiddelbart etter buede og flakkede overganger.

I figur 19.25 er kontraksjons- eller tilnærmingstransisjonen, halsdelen og utvidelses- eller avgangstransisjonen vist. Det kan sees at avsnitt 1-1, 2-2, 3-3 og 4-4 ​​indikerer begynnelsen av sammentrekning, slutt på sammentrekning, start på utvidelse og slutt på utvidelse henholdsvis.

Således ligger sammentrekning eller tilnærming overgang mellom seksjoner 1 og 2, hals mellom seksjoner 2 og 3 og ekspansjons- eller avgangsovergang mellom seksjoner 3 og 4. Upto-seksjon 1 og utover seksjon 4 kan kanalen strømme under sine normale forhold og derfor kanalparametrene ved disse to punktene er like og allerede kjent. Så også betingelser for strømnings- og kanalparametere er like mellom seksjoner 2 til 3 som representerer hals- eller tappeparti.

Utformingsprosedyren kan beskrives som følger:

La D og F med passende underskrifter referere til dybder og hastigheter på fire seksjoner Også siden kanalnivåer og dimensjoner allerede er kjent i seksjon 4-4:

Trinn 1: TEL ved seksjon 4-4 = Vannoverflatehøyde + V 2 4 / 2g

hvor vannoverflatehøyde på sek. 4-4 = Bed nivå + D 4

(Husk at TEL er forkortelse for total energilinje)

Trinn 2: TEL ved sek. 3-3 = (TEL ved sek 4-4) + (energitap mellom sek. 3 og 4) Energitap mellom seksjoner 3-3 og 4-4 ​​finner sted på grunn av utvidelse av strømlinjene og også på grunn av friksjon. Forsinkelse tap på grunn av friksjon som er liten og tar tap på grunn av utvidelse å være

Trinn 5:

Som nevnt i de fire første trinnene, kan sengnivå, vannoverflate og nivå av total energilinje bestemmes ved de fire seksjonene.

Nå kan TE-linjen, vannoverflaten og sengelinjen trekkes som følger:

(a) Nå kan den totale energilinjen trekkes ved å knytte disse punktene til fire seksjoner med en rett linje.

(b) Sengelinjen kan også tegnes som rette linjer mellom tilstøtende seksjoner dersom fallet eller oppstigningen av sengenivået er liten. Hjørnene skal avrundes. I tilfelle fallet i sengelinjen er merkbar, bør sengelinjene knyttes sammen med en jevn tangentiell omvendt kurve.

(c) Det er nå klart at mellom to påfølgende seksjoner kan dråpen i vannoverflatenivået skyldes (i) fall i TE-linjen mellom de to seksjonene; (ii) økt hastighetshode i sammentrekning og (iii) redusert hastighetshode i ekspansjon.

Denne dråpen i vannoverflaten blir forhandlet av to parabolske kurver. Som vist i fig. 19.26 og 19.27 for sammentrekning (tilgangsovergang) og ekspansjon (avgangsovergang) oppnås dette ved konvekse oppoverkurve etterfulgt av konkave oppoverkurve i den tidligere overgangs- og konkave oppoverkurven etterfulgt av en konveks oppoverkurve i sistnevnte overgang.

Det kan ses fra fig. 19.26 og 19.27

L = Overgangsperiode (sammentrekning eller avgang) = 2x 1 og

2y 1 = Totalt fall eller økning i vannoverflaten. Poenget m er midtpunktet for overgangslengde og er plassert for å dele den totale dråpen samt lengden likt.

Tar vannoverflate på punktet som opprinnelsesligningen til parabolen er gitt av

y = cx 2

Bytte de kjente verdiene av y 1 og x 1

c = y 1 / x 2

Med denne verdien av c kan parabolske vannoverflatekurver plottes ut fra avsnittspunkter som representerer opprinnelse.

Ligningen som skal brukes til plotting er nå redusert til

y = (y 1 / x 12 ). x 2

Dermed kan vannoverflateprofilen tegnes.

Trinn 6: Hastighet og flateområde på forskjellige punkter kan oppnås

(i) Hastighetshode til enhver tid er gitt av forskjellen mellom TEL og vannoverflate.

Hastighetshode h v = TEL - WS linje

Også = h v = v 2 / 2g

Så hastighet (V) ved hvert punkt = √2g.h v

(ii) Strømningsområdet på et hvilket som helst punkt kan nå oppnås med enkel formel

A = Q / V

Med kjente verdier av A og D kan andre dimensjoner av trapesformet kanal beregnes ved bruk av formelen

A = BD + SD 2

hvor B er sengebredde og S: 1, dvs. (H: V) er sideluften.

Ved flakkede vingevegger blir sideskråningene gradvis tatt vertikalt fra en innledende skråning. Verdien av sideskråningen ved hvilken som helst mellomliggende seksjon i overgangs lengden kan interpoleres i forhold til overgangslengden oppnådd opp til det punktet.

Mitras Hyperbolske Overgangsmetode :

Denne metoden er basert på prinsippet om at :

Jeg. Sammen med utslipp er strømningsdybden i kanalen også konstant; og

ii. Hastighetshastighetshastighet per lengde av overgang er konstant i hele overgangsperioden.

Fra figur 19.25 kan det ses at:

B 0 = normal sengenes bredde på kanalen;

B t = sengenes bredde i halsen eller tråden;

B x = bredde i hvilken som helst avstand x fra tremens ytterkant;

og L = total overgangsperiode.

Chaturvedis semi-kubiske parabolske overgangsmetode:

Det står at (Se figur 19.25 for notasjoner)

Design prinsipper for Sifon akvedukt:

Det er klart at sifon akvedukten er i utgangspunktet forskjellig fra vanlige akvedukter. Som sådan er kriteriene for akveduktdesign ikke tilstrekkelig i utformingen av sifon akvedukter.

I tillegg til de ovennevnte hensynene bør følgende kriteriene vedtas ved utforming av sifon akveduktene:

(i) Avladning gjennom Siphon Barrel:

Hodet som forårsaker strømning (det representerer også hodestap i fat) gjennom den omvendte sifonbeholderen kan fås fra Unwin s formel

hvor h er hodet som forårsaker flyt, er det også tap av hode i fatet i m.

L er lengden på fatet i m.

R er hydraulisk gjennomsnittlig radius av fat i m.

V er hastighet av strømning gjennom fat i m / sek.

V a er tilnærmingshastighet i m / sek, det er generelt neglisjert.

f 1 er en koeffisient for tap av hode ved oppføring og generelt tatt som 0, 505.

f 2 er en koeffisient som står for friksjon i fatet.

hvor a og b er konstanter.

Følgende tabell 19.2 gir verdier av a og b for forskjellige overflater:

Strømningshastighet gjennom tønnen i generelt begrenset til 2 til 3 m / sek.

Dermed, siden alle verdiene er kjent, kan hodestap i fat eller hode forårsake flyt beregnes. Denne verdien når du legger til høyflodsnivået (HFL) på dv-s av akvedukten, gir deg / s HFL.

Ved å legge til fritt bord til u / s HFL kan vi få toppen av elverbeskyttelse som guidebunds og marginale bunds.

(ii) Oppløftingstrykk på taket på fatet:

Etter hvert som tønnen løper full under flom, er det et positivt trykk i tønnen. På grunn av det positive trykket i tønnen blir taket utsatt for løftestrykket. Oppløftetrykkdiagrammet for taket kan tegnes ved å vite trykkhodet på u / s og d / s siden av fatet.

Trykkhodet på d / s siden av tønnen er lik høyden på vannstanden over bunnen av taket. Trykkhodet på siden / siden kan oppnås ved å legge til tap av hode i fatet til trykkhodet på d / s-siden. Tapet på hode kan fås fra Unwins formel. Figur 19.28 viser profilen for hydraulisk gradientlinje som kan eksistere. Det kan sees at maksimalt oppløftingstrykk oppstår ved u / s-enden av fatetaket.

Ved utformingen av tråget er det nødvendig å vurdere to ekstreme forhold, nemlig:

Jeg. Tønnen løper full under maksimal flom, og det er ikke noe vann i kanalkanalen. Denne tilstanden gir maksimalt oppløftende trykk som virker på troughen.

ii. Kanalbakken bærer full utladning, men tønnen løper ikke full og dermed er det ingen løft på taket på tønnen.

For å begrense tråkkets tykkelse er det tilrådelig å gi armert betongtak med forsterkning på bunnen for å ta lasten av kanaltruggen og forsterkningen på toppen for å motstå oppløftningstrykket ved å bøye seg.

(iii) Oppløftingstrykk på gulvet av fatet:

I motsetning til andre hydrauliske konstruksjoner blir akvedukter utsatt for to forskjellige typer oppløftingstrykk fra to forskjellige kilder. De er følgende:

(a) Statisk oppløftingstrykk på grunn av økning i vanntabell:

Vannbordet mange ganger stiger opp til sengenivå av dreneringen. Spesielt i tilfelle av sifon-akvedukt, hvis gulvbelegg er deprimert under sengenes dørlag, virker statisk oppløftingstrykk på gulvet. Oppløftingstrykket er lik differansen på sengenivået på dreneringen og for gulvnivået på tønnen.

(b) Oppløftingstrykk på grunn av nedsenkning av kanalvann til avløp:

Siden det er en forskjell på nivå mellom kanalvann og dreneringsvannsnivå, oppstår sjøflømning der forholdene er gunstige. Dette lekkasjehodet er maksimalt når kanalen løper med full kapasitet og det er ingen strøm i avløpet under. Som vist i figur 19.29 er seismengden i dette tilfelle ikke enkel, men strømningsmønsteret er tredimensjonalt overalt. Sipningsstrømmen starter fra begge sider av ugjennomtrengelig kanalbunnseng og vises på begge sider av det ugjennomtrengelige fatgulvet i avløpet.

Siden ingen tilnærming til todimensjonal flyt er mulig, kan Khoslas teori ikke brukes strengt. Løsning ved intrikat "metode for avslappning" er mulig, men det er for laborius. For designformål kan Blighs krypteori-prinsipp som er forklart nedenfor, brukes. For større arbeider er det imidlertid viktig å sjekke resultatene av foreløpig utforming som er oppnådd ved modellstudier.

Med henvisning til figur 19.29.

Når det gjelder den første tønnen hvor sippelinnholdet vil være maksimalt, totalt krype lengde - (kryp lengde ab) + (kryp lengde bc)

L = L1 + L2

Totalt septisk hode = kanal FSL - d / s sengenivå av avløp = H s

Resterende lekkasjehode ved b = -H s / L x L 2

Total gjenværende lekkasjehodet ved b kan anses å utforme tykkelsen på hele gulvet av alle fatene.

Gulvtykkelsen på fatet er faktisk utformet med tanke på total oppløftningstrykk skapt av statisk oppløfttilstand og kanalutløpsstrøm som nevnt ovenfor.

For å begrense gulvets tykkelse kan RCC-konstruksjonen bli vedtatt da en del av trykket er motstandsdyktig av gulvets vekt og gjenstår ved bøyningsstyrken på gulvet. I et slikt arrangement blir trykket overført til bryggene og motstått av hele vekten av overbygningen.

Når det er sett at oppløftningstrykket er svært høyt, kan det reduseres ved å gi egnede sikkerhetsvakter.

De er:

(a) Øk lengden på ugjennomtrengelig gulv i kanalsengen slik at krypelengden økes;

(b) Tilveie dreneringshull eller avlastningshull i gulvet i tønnen sammen med invertert filter under gulvet. For å unngå kvelning av avlastningshullene og filtrere under avløpsrøret bør avlastningshullene være utstyrt med klaffventiler.