Designprinciper för akvedukt och sifon akvedukt

Läs den här artikeln för att lära dig om designprinciperna för akvedukt och Sifon akvedukt.

Designprinciper för akvedukt:

(i) Uppskattning av design (maximal) översvämning av avloppet:

Avloppet som ska korsas kan vara litet eller som en flod. I samtliga fall måste korrekt bedömning av maxflödet eller toppflödet av ett avlopp erhållas på förhand.

(ii) Vattenvägskrav för avlopp:

Laceys regimeterminans ekvation ger god grund för beräkning av avloppsvattenvägen. Ekvationen är

Pw = 4, 825 Q 1/2

Var, P w är vattnet som ska tillhandahållas för avloppet på platsen i meter. Q är översvämning av avloppet i m 3 / sek. Eftersom pirarna minskar den faktiska vattenvägen som är tillgänglig, kan längden mellan abutmenten ( Pw ) ökas med 20 procent. När vattenvägen är fixerad från Laceys regimets perimeter ekvation störs regimets tillstånd i avloppet uppströms och nedströms strukturen inte märkbart. För att begränsa avloppsvattnet till den önskade vattenvägsguiden kan bankerna konstrueras.

iii) Flödeshastighet genom fat:

Flödeshastigheten genom tunnan kan sträcka sig från 1, 8 m / s till 3 m / s. Anledningen till att man väljer detta område är att de lägre hastigheterna kan orsaka siltning i fatorna. Medan hastigheten är högre än 3 m / s kan bäddbelastningen orsaka nötning av fatgolvet och därefter kan det skadas.

iv) öppningshöjd

När vattenutloppet och hastigheten är fixerade kan flödesdjupet enkelt uppnås. Det ska finnas tillräckligt med spol eller utrymme kvar mellan HFL och botten av kanalbädden. Ett avstånd på 1 m eller halva kulverets höjd, beroende på vilket som är mindre, skulle vara tillräckligt. Följaktligen öppningshöjd = flödesdjup + rensning eller framfart.

(v) Antal spänningar:

Efter bestämning av den totala längden av en akvedukt mellan abutmenten antal spänningar som skall tillhandahållas kan fastställas på grundval av följande två överväganden:

jag. Strukturell styrka krävs, och

ii. Ekonomisk övervägning.

Till exempel, när bågar används, kan antalet spänningar som tillhandahålls vara mer. När byggkostnaden i stiftelsen är ganska hög bör ett litet antal spänner antas och sedan kan RCC strålar användas.

(vi) Canal Waterway:

Generellt flumande förhållandet är taget till 1/2. Detta förhållande antas m så att flödeshastigheten i tråget inte går över kritisk hastighetsgräns. Generellt bör flödeshastigheten inte vara mer än 3 m / s. Denna försiktighet vidtas för att undvika möjligheten att bilda ett hydraulhopp. Den uppenbara orsaken är att när hydrauliska hoppformar absorberar energi. I den här processen förloras värdefullt huvud och stora spänningar produceras i strukturen.

(vii) Längden av sammandragning eller tillvägagångssätt Övergång:

När bredden i halsen är fast längd av sammandragning kan bestämmas efter att ha vetat konvergensförhållandet. Konvergensförhållandet är generellt taget som 2: 1 (horisontellt: lateralt), dvs inte brantare än 30 °.

(viii) Expansions- eller avgångsövergångens längd:

Expansions längd på nedströms sidan av akvedukten kan fastställas efter att ha känt expansionskvoten. Expansionsförhållandet är generellt taget som 3: 1 (horisontellt: lateralt), dvs inte brantare än 22, 5 °. För att upprätthålla strömlinjeformat flöde och även för att minska huvudförlusten består övergångarna i allmänhet av krökta och utspända vingväggar.

Utformningen av övergången kan utarbetas genom att använda någon av följande tre metoder:

jag. Hinds metod;

ii. Mitras hyperboliska övergångsmetod;

III. Chaturvedis semi-kubiska paraboliska övergångsmetod.

Det kan noteras att medan Hinds metod kan användas när vattendjupet i den normala sektionen och det flummade tråget också varierar kan de återstående två metoderna endast användas när vattendjupet förblir konstant i det normala kanalsektionen såväl som trågdelen .

(ix) Bankanslutningar:

En akvedukt kräver fyra uppsättningar vingvägg, (två för kanalen och två för dramen (fig 19.24).

Kanalvinge väggar på uppströms och nedströms sidan av akvedukten skyddar och behåller jorden i kanalbankerna. Stiftelsen av kanalvingarna bör inte lämnas i den jordade jorden. Vinge väggarna bör baseras på ljudet grunden i det naturliga marken. Vid övergångarna är sidokantarna hos den naturliga sektionen (i allmänhet 11/2: 1) snedställda för att överensstämma med formen (i allmänhet vertikal) av tråget över dräneringen.

Avloppsvingar väggar är anordnade på uppströms och nedströms om tunnan för att skydda och behålla de naturliga sidorna av dräneringen. När dräneringsbädden skuras under översvämningar ska dräneringsväggarna tas djupt in i fundamentet under det maximala skärdjupet. Vinge väggarna bör tas tillbaka tillräckligt i toppen av styrbankerna. Vinge väggarna bör utformas för att tillåta jämn inresa och utlopp av flödet i avloppet.

Hinds metod för övergångsdesign:

Denna metod är baserad på förutsättningen att det finns minimal förlust av huvudet, flödet är strömlinjeformat och normala flödesförhållanden i kanalen återställs innan kanalutsläppen går ner till jordens sektion omedelbart efter krökta och utbrända övergångar.

I Fig. 19.25 visas kontraktions- eller tillvägagångsövergången, halsdelen och expansions- eller avgångsövergången. Det kan ses att sektionerna 1-1, 2-2, 3-3 och 4-4 indikerar start av sammandragning, slut på sammandragning, start av expansion och slut på expansion.

Således ligger sammandragnings- eller tillvägagångsövergången mellan sektionerna 1 och 2, halsen mellan sektionerna 2 och 3 och expansions- eller avgångsövergången mellan sektionerna 3 och 4. Upto-sektionen 1 och bortom sektion 4 kan kanalen strömma under sina normala förhållanden och därmed kanalparametrarna vid Dessa två punkter är lika och redan kända. Således är även flödes- och kanalparametrarna samma mellan sektionerna 2 till 3 som representerar hals eller trågparti.

Designproceduren kan beskrivas enligt följande:

Låt D och F med lämpliga prenumerationer hänvisa till djup och hastigheter i fyra sektioner. Eftersom kanalnivåer och dimensioner redan är kända i avsnitt 4-4:

Steg 1: TEL vid sektion 4-4 = Vattenythöjd + V 2 4 / 2g

där vattenytans höjd vid sek. 4-4 = sängnivå + D 4

(Kom ihåg att TEL är en förkortning av den totala energinalen)

Steg 2: TEL vid sek. 3-3 = (TEL vid sek 4-4) + (energiförlust mellan sek. 3 och 4) Energiförlust mellan sektionerna 3-3 och 4-4 sker på grund av expansionen av strömlinjen och även på grund av friktion. Försumma förlust på grund av friktion, som är liten och tar förlust på grund av expansion att vara

Steg 5:

Som nämnts i de första fyra stegen kan bäddnivån, vattennivån och nivån av den totala energinätningen bestämmas vid de fyra sektionerna.

Nu kan TE-linjen, vattenytans linje och sänglinjen dras enligt följande:

(a) Nu kan den totala energilinjen dras genom att man förenar dessa punkter i fyra sektioner med en rak linje.

(b) Sänglinjen kan också dras som raka linjer mellan intilliggande sektioner om fallet eller höjningen av sängnivån är liten. Hjulen ska avrundas. Om fallet i sänglinjen är märkbart bör linjerna förenas med en jämn tangentiell omvänd kurva.

(c) Det är nu klart att mellan två på varandra följande sektioner kan droppen i vattenytan bero på att (i) droppe i TE-linjen mellan de två sektionerna; (ii) ökat hastighetshuvud i sammandragning; och (iii) minskat hastighetshuvud i expansion.

Denna droppe i vattenytan förhandlas fram av två paraboliska kurvor. Såsom visas i fig. 19.26 och 19.27 för sammandragning (övergångsövergång) och expansion (avgångsövergång) uppnås detta genom konvex uppåt kurva följt av konkav uppåtgående kurva i den tidigare övergångs- och konkava uppåtgående kurvan följt av en konvex uppåtgående kurva i den senare övergången.

Det kan ses från fig. 19, 26 och 19, 27

L = Övergångslängd (sammandragning eller avgång) = 2x 1 och

2y 1 = Total droppe eller ökning i vattenytan. Poängen m är mittpunkten för övergångslängden och ligger för att dela den totala droppen samt längden lika.

Tar vattenytan vid sektionspunkten som parabolas ursprungsekvation ges av

y = cx2

Att ersätta de kända värdena på y 1 och x 1

c = y 1 / x 2

Med detta värde av c kan paraboliska vattenyta kurvor plottas utgående från sektionspunkter som representerar ursprung.

Ekvationen som ska användas för plottning reduceras nu till

y = (yl / x12). x 2

Vattenytaprofilen kan sålunda plottas.

Steg 6: Hastighet och flödesflöde vid olika punkter kan erhållas

(i) Hastighetshuvud vid vilken tidpunkt som helst ges av skillnaden mellan TEL och vattenyta.

Hastighetshuvud h v = TEL-WS-linje

Också = h v = v 2 / 2g

Så hastighet (V) vid varje punkt = √2g.h v

(ii) Flödesområdet vid vilken punkt som helst kan nu erhållas med enkel formel

A = Q / V

Med kända värden av A och D kan andra dimensioner av trapezoidkanalen beräknas med användning av formeln

A = BD + SD 2

där B är sängbredd och S: 1, dvs (H: V) är sidoskråningen.

Vid fläckiga vingväggar sätts sidoplatsen gradvis vertikalt från en initial sluttning. Värdet av sidoslängningen vid vilken mellanliggande sektion som helst i övergångslängden kan interpoleras i proportion till övergångslängden uppnådd upp till den punkten.

Mitras hyperboliska övergångsmetod :

Denna metod bygger på principen att :

jag. Tillsammans med urladdning är även djupet av flödet i kanalen konstant; och

ii. Hastigheten för hastighetsförändring per enhetslängd för övergången är konstant över hela övergångslängden.

Från figur 19.25 kan det ses att:

B 0 = kanalens normala sängbredd;

B t = sängbredden i halsen eller tråget;

B x = bredd vid vilket avstånd x som helst från trågets ytterkant;

och L = total övergångslängd.

Chaturvedis semi-kubiska paraboliska övergångsmetod:

Den säger att (se fig 19.25 för noteringar)

Design Principer för Sifon Akvedukt:

Det är uppenbart att sifon akvedukten är i grunden annorlunda än vanliga akvedukter. Eftersom sådana kriterier för akveduktdesign inte är tillräckliga vid utformningen av sifon akvedukten.

Utöver ovanstående överväganden bör följande kriterier antas under utformningen av sifon akvedukten:

(i) Utsläpp genom Siphon Barrel:

Huvudet som orsakar flöde (det representerar även huvudförlust i fat) genom det inverterade sifonhålet kan erhållas från Unwin s formel

där h är huvudet som orsakar flöde, är det också förlusten av huvudet i fatet i m.

L är längden på fatet i m.

R är hydraulisk medelradie av fat i m.

V är hastighet av flödet genom fat i m / sek.

V a är hastighet av tillvägagångssätt i m / sek, det är generellt försummat.

f 1 är en koefficient för förlust av huvud vid inmatning och i allmänhet taget som 0, 505.

f 2 är en koefficient som står för friktion i fatet.

där a och b är konstanter.

Följande tabell 19.2 ger värdena av a och b för olika ytor:

Flödeshastighet genom cylindern i allmänhet begränsad till 2 till 3 m / s.

Eftersom alla värden är kända kan alltså huvudförlust i fat eller huvud orsaka flöde beräknas. Detta värde när du lägger till högflödesnivån (HFL) på aquedukens d / s ger dig / s HFL.

Lägga till gratis bräda till den u / s HFL vi kan få toppen av flodskydd fungerar som guidebunds och marginella bunds.

(ii) Upplyftningstryck på taket på tunnan:

När tunnan löper full under översvämningar finns det ett positivt tryck i fatet. På grund av det positiva trycket i tunnan utsätts taket för upphöjningstrycket. Upplyftningstryckschemat för taket kan ritas med att man känner till tryckhuvudet på u / s och d / s-sidan av cylindern.

Tryckhuvudet på d / s-sidan av cylindern är lika med höjden på vattennivån ovanför takets botten. Tryckhuvud på u / s-sidan kan erhållas genom att man lägger huvudets förlust i cylindern till tryckhuvudet på d / s-sidan. Huvudförlusten kan erhållas från Unwins formel. Figur 19.28 visar profilen för den hydrauliska gradientlinjen som kan existera. Det kan ses att maximalt upplyftningstryck uppträder vid u / s-änden av cylindertaket.

Vid konstruktionen av tråget är det nödvändigt att överväga två extrema förhållanden, nämligen:

jag. Tunneln är full under maximalt översvämning och det finns inget vatten i kanaltråget. Detta villkor ger maximalt upplyftningstryck som verkar på tråget.

ii. Kanaltråget bär full urladdning men tunnan går inte full och därmed finns det ingen upplyftning på taket på tunnan.

För att begränsa tjockleken på tråget är det lämpligt att tillhandahålla armerat betongtak med förstärkning i botten för att ta lasten av kanaltråget och förstärkningen på toppen för att motstå upplyftningstrycket genom att böja.

(iii) Upplyftningstryck på golvets golv:

Till skillnad från andra hydrauliska strukturer utsätts akvedukten för två olika typer av upphöjningstryck från två olika källor. De är följande:

(a) Statisk upplyftningstryck på grund av stigning i vattentabell:

Vattentabellen många gånger stiger upp till sängens nivå i avloppet. Särskilt vid sifon akvedukt, vars golvbädd är deprimerad under dräneringsbädden verkar statiskt upplyftningstryck på golvbädden. Upplyftningstrycket är lika med skillnaden mellan slingans bäddnivå och den på golvets golvnivå.

(b) Upplyftningstryck på grund av sänkning av kanalvatten till avloppet:

Eftersom det finns en skillnad mellan nivåerna mellan kanalvattennivån och dräneringsvattennivån sker sippflöde där förhållandena är gynnsamma. Detta läckagehuvud är maximalt när kanalen körs med full kapacitet och det finns inget flöde i avloppet nedan. Såsom visas i fig 19.29 är sönderflödet i detta fall inte enkelt men flödesmönstret är tredimensionellt överallt. Sippflödet startar från båda sidor av ogenomsläpplig kanalbotten och återkommer på vardera sidan av det ogenomträngliga fatgolvet i avloppet.

Eftersom ingen approximation till tvådimensionellt flöde är möjligt kan Khoslas teori inte tillämpas strikt. Lösning genom invecklad "relaxeringsmetod" är möjlig men det är för laborius. För konstruktionsändamål kan Blighs krypteori-princip som förklaras nedan appliceras. För större arbeten är det dock viktigt att kontrollera resultaten av preliminär design sålunda erhållen genom modellstudier.

Med hänvisning till fig 19.29.

När det gäller det första fatet där läckage kommer att vara maximal, totalt krypa längd - (krypa längd ab) + (krypa längd bc)

L = Ll + L2

Totalt läckagehuvud = kanal FSL - d / s bäddflöde = H s

Resterande läckagehuvud vid b = -H s / L x L 2

Totalt återstående sänkhuvud vid b kan anses att utforma tjockleken på hela golvet i alla fat.

Tunnans golvtjocklek är faktiskt utformad med tanke på total upplyftningstryck skapat av statiskt upplyftningsförhållande och kanalavloppsflöde som nämns ovan.

För att begränsa golvets tjocklek kan RCC-konstruktionen antas, då en del av trycket motstår golvets vikt och kvarstår genom golvets böjningsstyrka. I sådant arrangemang överförs trycket till bryggorna och motstår hela överbyggnadens vikt.

När det uppfattas att upplyftningstrycket är mycket högt kan det minskas genom att ge lämpliga säkerhetsvakter.

Dom är:

(a) Öka längden på kanalsängens ogenomträngliga golv så att krypslängden ökas;

(b) Ge dräneringshål eller avlastningshål i trummans golv i samband med inverterat filter under golvet. För att undvika kvävning av reliefhålen och filtrera under avloppssytan bör reliefhålen förses med flikventiler.