/
Текст
Цена 98 коп.
СТРОЙИЗДАТ
H. Д. ЗОЛОТНИЦКИЙ
A. M. ГНУ СКИН
В. И. МАКСИМОВ
Г. А. МИХАЙЛОВА
М. А. ЧУЛЮКОВ
ИНЖЕНЕРНЫЕ
РЕШЕНИЯ
ПО ТЕХНИКЕ
БЕЗОПАСНОСТИ
В СТРОИТЕЛЬСТВЕ
'7
Н. Д. ЗОЛОТНИЦКИЙ, А. м. ГНУСКИН, В. И. МАКСИМОВ,
Г. А. МИХАЙЛОВА, М. А. ЧУЛЮКОВ
ИНЖЕНЕРНЫЕ РЕШЕНИЯ
ПО ТЕХНИКЕ БЕЗОПАСНОСТИ
В СТРОИТЕЛЬСТВЕ
ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
Москва — 1969
6С6.04
U 62
УДК 69.05 : 658.382.3.001.24
Мик
1HB. № “
Инженерные решения по технике безопасности
И 62 в строительстве. М., Стройиздат, 1969.
264 с. с илл.
Перед загл. авт.: Н. Д. Золотницкий, А. М. Гнускин,
В. И. Максимов, Г. А. Михайлова, М. А. Чулюков.
В книге рассматриваются вопросы техники безопасности при строи-
тельно-монтажных работах, требующие инженерных решений и расче-
тов. Приводится перечень мероприятий по технике безопасности, где
обязательны технические решения, последовательно рассматриваются
основные методы расчетов применительно к отдельным видам работ.
Большинство разделов сопровождается примерами, поясняющими изла-
гаемый материал.
Кинга предназначена для инженерно-технических работников строи-
тельно-монтажных и проектных организаций, а также может быть
использована студентами инженерно-строительных специальностей.
3—1—7 6С6.04
260—1968
ВВЕДЕНИЕ
Высокая степень индустриализации и механизации современ-
ного строительства, многообразие различных условий выполне-
ния строительно-монтажных работ требуют глубокого инженер-
ного подхода к решению задач по обеспечению безопасности
лиц, занятых на строительных площадках.
В настоящей книге сделана попытка обобщить и системати-
зировать сведения по вопросам техники безопасности при строи-
тельно-монтажных работах, которые требуют принятия техни-
ческих решении, подкрепленных соответствующими провероч-
ными расчетами.
В книге приведены рекомендации по организации «безопас-
ной» строительной площадки, при этом особое внимание обра-
щено на санитарно-гигиеническое и бытовое обслуживание ра-
бочих, искусственное освещение рабочих мест, организацию
транспорта и складского хозяйства. Существенное внимание уде-
лено вопросам безопасности при разработке грунтов. Приведены
расчеты устойчивости откосов, креплений траншей и котлованов,
освещены вопросы безопасности при разработке мерзлых
грунтов.
Учитывая большую энерговооруженность современных строи-
тельных площадок, в книге приведены меры электробезопасно-
сти, даны рекомендации по устройству электросетей, выбору се-
чений проводов и кабелей, расчету заземляющих устройств.
Один из разделов посвящен молниезащите строительных объек-
тов. Основным условием, обеспечивающим безопасность работ
на лесах, является их прочность и устойчивость, поэтому в соот-
ветствующем разделе приведены расчеты трубчатых лесов на
прочность и устойчивость.
Ряд разделов посвящен безопасности строительно-монтаж-
ного и транспортного процессов, которые по удельному весу
I* 3
и сложности составляют наибольшую часть всего комплекса
сооружения объекта. Даны расчет такелажных приспособле-
ний и рекомендации по выбору грузоподъемных устройств и ме-
ханизмов, рабочих параметров монтажных кранов из условий
безопасности. Большинство рекомендаций основано на расчет-
ных положениях.
Главы I, II и X написаны доц. канд. техн, наук М. А. Чулю-
ковым, главы III, IV, VIII — старшим преподавателем
В. И. Максимовым, глава V — проф. д-ром техн, наук Н. Д. Зо-
лотницким совместно с канд. техн, наук Г. А. Михайловой, гла-
вы VI, VII и IX — доц. канд. техн, наук А. М. Гнускиным.
Учитывая, что подобное обобщение инженерных решений по
технике безопасности при строительно-монтажных работах при-
водится впервые, некоторые положения в книге могут не охва-
тывать всей глубины затрагиваемого вопроса. В этой связи ав-
торы будут благодарны читателям, приславшим свои замечания
и пожелания по предлагаемому изданию.
I. МЕРОПРИЯТИЯ ПО ОХРАНЕ ТРУДА
ПРИ ОРГАНИЗАЦИИ РАБОТ НА СТРОИТЕЛЬНОЙ
ПЛОЩАДКЕ
1. ОСНОВНЫЕ МЕРОПРИЯТИЯ ПО ОХРАНЕ ТРУДА
ПРИ ОРГАНИЗАЦИИ СТРОИТЕЛЬНЫХ РАБОТ
В соответствии с требованиями СНиП Ш-А.6-62 «Организа-
ционно-техническая подготовка к строительству» и СНиП
Ш-А.11-62 «Техника безопасности в строительстве» каждый объ-
ект, намеченный к строительству, должен быть обеспечен про-
ектной документацией по организации и производству работ.
Без указанной документации производство строительно-монтаж-
ных работ не разрешается.
Проект организации строительства (ПОС) разрабатывает
основная проектная организация на стадии проектного задания.
Проект производства работ (ППР) составляет строительно-мон-
тажная организация на основе рабочих чертежей или по ее
заданию — специализированная организация (тресты «Орг-
строй» или проектные организации).
Проектная документация по организации строительства и
производству работ должна содержать следующие решения по
охране труда:
по созданию условий безопасного и безвредного выполнения
работ как на строительной площадке в целом, так и на от-
дельных рабочих местах;
по санитарно-гигиеническому обслуживанию рабочих на
строительной площадке;
по безопасному производству работ в зимних условиях;
по достаточному освещению строительной площадки, про-
ходов, проездов и рабочих мест.
Выполнение мероприятий по охране труда, принятых в про-
екте производства работ, обеспечивается администрацией строи-
тельства.
Основные вопросы охраны труда должны быть разработаны
и отражены: в календарных планах, в стройгенпланах и в тех-
нологических картах или схемах производства работ.
При составлении календарного плана строительства на ста-
дии рабочего проектирования необходимо учитывать все допол-
нительные работы, вызываемые требованиями безопасности. На-
пример, устанавливая объем земляных работ, следует учиты-
вать объем грунта, который нужно вынуть для образования
необходимых откосов, или учитывать дополнительный объем ра-
бот по креплению стенок котлованов или траншей.
В календарном плане необходимо также предусмотреть стро-
гую последовательность выполнения всех строительно-монтаж-
ных работ (например, при составлении часовых графиков ра-
бот по монтажу конструкций указывать очередность постановки
связей, обеспечивающих устойчивость установленных конструк-
ций, и др.).
При планировании производства работ в холодное (зимнее)
время года в календарных планах должны быть предусмотрены
дополнительные мероприятия по охране труда.
При составлении генерального плана строительной площадки
на стадии рабочего проектирования решаются все общепло-
щадочные вопросы охраны труда.
Строящиеся объекты в населенных местах, расположенные
вдоль улиц, проездов и проходов, должны быть ограждены
сплошными заборами. Забор, устанавливаемый на расстоянии
не более 10 м от строящегося объекта, необходимо оборудовать
защитными козырьками над пешеходной дорогой. Козырек дол-
жен иметь ширину не менее 1 м и располагаться с уклоном 20°
к строящемуся зданию.
Внутрипостроечные дороги во избежание столкновений ма-
шин следует прокладывать по замкнутому кольцу с радиусами
закруглений, соответствующими габаритам перевозимых гру-
зов, но не менее 10 м. Покрытие дорог должно обеспечивать
безаварийный проезд автомобилей в любое время года и в лю-
бую погоду. Ширину проезжей части при одной полосе движе-
ния принимают равной ширине автомобиля плюс 1 м.
Проходы для рабочих должны иметь минимальное количе-
ство пересечений с подъездными путями. Ширину прохода для
людей, идущих без груза, принимают не менее 1 м, а для людей,
идущих с грузом, — 2 л. В местах прохода по откосам и косо-
горам с уклоном более 20° следует устанавливать стремянки
или лестницы шириной не менее 0,3 м с односторонними пери-
лами высотой 1 м. В местах переходов через котлованы и тран-
шеи, трубопроводы большого диаметра и другие препятствия
необходимо устраивать мостики шириной не менее 0,8 м с дву-
сторонними перилами высотой 1 м.
На строительном генеральном плане (стройгенплане) долж-
ны быть указаны зоны высоковольтных линий электропередачи,
в которых не допускается производство работ, а также места
хранения вредных для здоровья людей материалов и другие
опасные зоны.
Санитарно-бытовые помещения слецует размещать с учетом
возможности сокращения переходов рабочих от этих помеще-
ний к местам работы, а в районе расположения санитарно-бы-
6
товых помещений — предусматривать дорожки, газоны и озеле-
нение.
В технологических картах на производственные процессы раз-
рабатывают мероприятия по устранению причин возможного
травматизма, выбирают из существующих или разрабатывают
новые: безопасные способы производства работ; устройства и
приспособления для безопасного выполнения работ; мероприя-
тия по безопасному ведению работ в зимних условиях; приспо-
собления или устройства по безопасной эксплуатации строитель-
ных машин и механизмов; устройства и приспособления, исклю-
чающие опасность поражения рабочих электрическим током;
мероприятия по безопасности при применении токсичных и взры-
воопасных материалов; системы освещения строительных пло-
щадок, проходов и рабочих мест.
Важным условием безопасности на строительной площадке
является ограждение опасных зон. Опасной зоной считается: при
работах на высоте — пространство, расположенное под рабочим
местом, границы которого считаются равными его горизонталь-
ной проекции, увеличенной на расстояние Р — 0,3/7, но не менее
2 м, где Н— высота, на которой расположено рабочее место;
для кранов — зона их действия; для временных энергетических
сетей — пространство, в пределах которого рабочий во время
работы может коснуться провода; для высоковольтных линий
электропередачи — зона, ограниченная параллельными прямы-
ми, отстоящими от ближайших проводов на расстоянии 10 м
при напряжении 20 кв, 15 м при напряжении 35 кв и 20 м при
напряжении НО кв; при рытье траншей и котлованов—призма
обрушения грунта. В качестве ограждения опасных зон следует
применять типовые инвентарные переносные ограждения.
Материалы, изделия и оборудование следует укладывать
в соответствии с требованиями п. 2.21 СНиП Ш-А.11-62.
Рабочие места, проезды, проходы, склады, границы строи-
тельной площадки в темное время суток должны быть освещены
в соответствии с требованиями СН 81—60 «Нормы электриче-
ского освещения строительных и монтажных работ».
2. САНИТАРНО-ГИГИЕНИЧЕСКОЕ И БЫТОВОЕ
ОБСЛУЖИВАНИЕ РАБОЧИХ
Санитарно-гигиеническое и бытовое обслуживание рабочих
на строительной площадке разрабатывается на основании «Ука-
заний по проектированию бытовых зданий и помещений, пунк-
тов питания и здравпунктов строительно-монтажных организа-
ций» (СН 276—64).
В зависимости от характера и условий работы для строи-
тельных рабочих предусматриваются следующие бытовые по-
мещения: гардеробные, помещения для сушки, обеспыливания
и обезвреживания рабочей одежды, уборные, умывальные, ду-
7
шевые, помещения для личной гигиены женщин (при числе жен-
щин более 100 чел. в наиболее многочисленную смену), пра-
чечные, помещения для обогревания работающих, помещения
для мастерских по ремонту одежды и обуви и др. Предусматри-
ваются специальные места для курения, оборудованные противо-
пожарным инвентарем, а также для укрытия от солнечной ра-
диации и атмосферных осадков.
Для работающих с вибрирующими ручными инструментами
следует предусмотреть ванночки для рук, к которым подведена
теплая вода.
Строительные площадки с числом работающих в наиболее
многочисленные смены менее 25 чел. должны быть оборудова-
ны: гардеробными, умывальниками, комнатой для обогрева, для
приема пищи, туалетной и душевыми. Обеспечение другими ви-
дами бытовых помещений решается в каждом отдельном случае
в зависимости от характера и условий работы.
При расчете санитарно-бытовых помещений:
состав рабочих определяют в зависимости от годового объе-
ма строительно-монтажных работ и плановой среднегодовой вы-
работки на одного рабочего;
максимальное количество рабочих определяют исходя из
графика движения рабочих, составленного на основании ка-
лендарного плана производства работ или сетевого
графика;
количество рабочих, занятых в наиболее многочислен-
ную смену, принимают равным 60% общего числа рабо-
чих, или по календарному плану работ, или по сетевому
графику;
количество женщин, занятых в наиболее многочисленную
смену, устанавливают из фактического состава рабочих, заня-
тых на данном строительстве, либо принимают ориентировочно,
но не более 50% общего количества рабочих.
Площадь гардеробных с умывальниками принимают в зави-
симости от общего количества рабочих, а остальных помеще-
ний — от количества рабочих, занятых в наиболее многочислен-
ную смену. При численности женщин более 100, занятых в наи-
более многочисленную смену, в санитарно-бытовых помещениях
должны быть предусмотрены помещения для личной гигиены
женщин, а при численности менее 100 —кабина с восходящим
душем.
При общей численности рабочих от 300 до 800 каждый строи-
тельный участок должен иметь фельдшерский, а при численно-
сти от 800 до 2000 — врачебный здравпункт.
Пример. Расчет временных санитарно-бытовых зданий. Годовой объем
строительно-монтажных работ на данном объекте составляет 1500 тыс. руб., а
среднегодовая выработка на одного рабочего, занятого на строительно-мон-
тажных работах, — 5000 руб. Общее количество рабочих, занятых на строи-
тельно-монтажных работах, 1500 000:5000 = 300 человек.
По сетевому графику количество рабочих, занятых в наиболее миого-
8
численную (дневную) смену, 200 чел., в том числе женщин 100 чел.1; во вто-
рую смену 100 чел. (все мужчины). Расчет помещений сводим в табл. 1.
Таблица 1
№ п.п. Наименование помещений Расчетное количество рабочих Норма на одного рабочего Потребная площадь
1 Гардеробные и умы- 300 f l 0,4 ж2 120
вальные < (ж-100)
2 Количество умывальни- 200( 1 кран 14 кранов
ков в гардеробных иДж-100) на 15 чел.
3 Душевые 2оо( м'ЮО'1 ЛЧж-100) 1 s рожка, 3 ж2 на 1 рожок 25 рожков, 75 .и2
4 Для обогревания рабо- 200| М'1,92| 0,1 м2 20 ж2
ЧИХ (ж-100)
5 Для сушки одежды ^(жЖ) 0,2 л<2 40 м2
6 Для обеспыливания и ремонта одежды 50(м-50)1 0,2 л2 10 ,и2
7 Для принятия пищи (с буфетом) 200 1 ,2 м2 на одно Из расчета пре-
посадочное бынания в бу-
место фете в течение
15 мин
200 15-1,2 =
60
= 60 Л12
8 Уборные 200(М'1т) 3 м2 на один 5 унитазов,
(ж-100/ унитаз 6 унитазов, 3X11=33 м2
9 Помещение для личной 100 — -—
гигиены женщин
При организации санитарно-гигиенического и бытового об-
служивания рабочих на строительной площадке в первую оче-
редь должна быть использована возможность строительства
в подготовительный период постоянных бытовых помещений
с целью использования их для нужд строительства. При отсут-
ствии такой возможности, а также в подготовительный период
следует использовать следующие временные санитарно-бытовые
помещения:
инвентарные подвижные (фургоны-вагончики), разработан-
ные Ленинградским филиалом треста Оргэнергострой (рекомен-
дуется применять на строительстве небольших объектов со сро-
ками строительства до 6 мес.);
1 50 чел. мужчин работают в условиях с выделением больших количеств
пыли.
9
инвентарные блочные контейнерного типа, разработанные
трестом Оргтехстрой Главзапстроя (следует применять при экс-
плуатации их на одном месте от 6 мес. до 2 лет);
сборно-разборные щитовые, принятые в Главленинградстрое
и Главмосстрое (целесообразно применять при сроке эксплуата-
ции на одном месте более 2 лет).
Санитарно-бытовые помещения должны быть удалены от за-
грузочных устройств бункеров, бетонно-растворных узлов, сор-
тировок и других объектов, выделяющих пыль, вредные пары
и газы на расстояние не менее 50 м и расположены по отноше-
нию к ним с наветренной стороны господствующих ветров. Их
рекомендуется располагать на незатапливаемом и проветривае-
мом участке, вблизи входов на строительную площадку с мак-
симальным приближением к основным путям движения рабо-
тающих. Входы в помещения не следует располагать со стороны
железнодорожных путей, проходящих на расстоянии менее 7 м
ст наружной стены здания. Подходы к санитарно-бытовым по-
мещениям не должны проходить через опасные зоны.
Около санитарно-бытовых помещений необходимо выделять
площадку для отдыха рабочих. Пункты питания следует рас-
полагать на расстоянии не более 300 м от рабочих мест при
продолжительности перерыва на обед 30 мин и на расстоянии
не более 600 м при продолжительности перерыва 1 ч.
Расстояние до уборных должно быть не более 100 м в зда-
нии и 200 м вне зданий. Обязательно должно быть организовано
обеспечение рабочих питьевой водой. Расход воды (пригодной
для питья) принимают 2,5—4 л в сутки на человека (ВУ 39—65).
Качество питьевой воды должно отвечать санитарным требова-
ниям. Если в имеющемся источнике водоснабжения вода не
отвечает санитарным требованиям, ее необходимо улучшить пу-
тем очистки или очистки и кипячения. Для очистки воды приме-
няют: хлорную известь (обеззараживание), сернокислый глино-
зем или железный купорос (коагулирование мути и осветление
воды).
Продолжительность отстоя определяют по формуле
где Н—средняя полезная высота (глубина) отстойника в м\
v—скорость выпадения взвеси в мм!сен с учетом коэф-
фициента полезного использования объема: для от-
стойников с коагуляцией 0,5—0,75 мм/сек, а без коа-
гуляции 0,05—0,1 мм/сек.
Продолжительность отстаивания приближенно можно при-
нять: для воды, не подвергающейся коагуляции, 2—4 ч, для во-
ды, прошедшей коагуляцию с последующей фильтрацией,
0,5—1 ч.
10
Кипячение воды должно производиться в течение 15 мин, не
считая времени, необходимого на нагревание ее до температуры
кипения. Для кипячения воды применяют кипятильники типа
«Титан» производительностью 85—1000 л/ч или типа «Вулкан»
производительностью 125—900 л/ч.
Количество питьевых фонтанчиков определяется из расчета
один фонтанчик на 50—100 чел. Расстояние от рабочих мест до
питьевых установок не должно превышать 75 м.
3. ИСКУССТВЕННОЕ ОСВЕЩЕНИЕ РАБОЧИХ МЕСТ
И СТРОИТЕЛЬНЫХ ПЛОЩАДОК
Организация рационального освещения рабочих мест и строи-
тельных площадок является одним из основных вопросов охра-
ны труда. От устройства освещения во многом зависит произво-
дительность и безопасность труда, а также качество выполняе-
мых работ.
Для освещения используют несколько видов источников ис-
кусственного света: лампы накаливания, люминесцентные лам-
пы, специальные лампы с повышенной световой отдачей (ртут-
ные лампы, электрические дуги) и др. В настоящее время для
освещения строительных площадок применяют исключительно
лампы накаливания, которые просты по устройству и удобны
в эксплуатации. Однако считается целесообразным для освеще-
ния открытых площадок применять более экономичные лампы
типа ДРЛ.
Для лучшего распределения светового потока источника све-
та, защиты глаз от чрезмерной его яркости, предохранения от
механических повреждений и загрязнений, а также для крепле-
ния источника света и подведения к нему электрического тока
применяют осветительные приборы. Осветительные приборы под-
разделяют на две группы: осветительные приборы ближнего дей-
ствия— светильники и осветительные приборы дальнего, дей-
ствия — прожекторы.
По характеру распределения светового потока светильники
подразделяют на светильники прямого, отраженного и рассеян-
ного света.
По конструктивному исполнению светильники подразделяют
на шесть групп:
открытые светильники — лампа соприкасается непосредст-
венно с внешней средой («Люцетта», глубокоизлучатель);
защищенные светильники — лампа отделена от внешней сре-
ды прозрачной или рассеивающей оболочкой (шар молочного
стекла, «Унпверсаль» с затенителем);
влагозащищенные светильники — корпус-патрон, отражатели
и другие детали изготовлены из материалов, противостоящих
действию влаги, или защищены специальными покрытиями, ко-
торые обеспечивают требуемую изоляцию токоведущих прово-
дов (фарфоровый полугерметический);
11
пыленепроницаемые светильники — лампа и патрон защи-
щены от попадания в них пыли (ПУ-300, ВПН-150, РН-100,
С-131);
взрывозащищенные светильники — удовлетворяющие требо-
ваниям ограничения температуры и не допускающие возникно-
вения искр (НОБ-ЗОО, ВЗГ-200);
специального назначения (например, пригодные для работы
под водой).
Прожекторы применяют двух серий: прожекторы заливаю-
щего света (ПЗС-25, ПЗС-35, ПЗС-45) и прожекторы для осве-
щения фасадов (ПФС-35 и ПФС-45). Для освещения строитель-
ных площадок в основном применяют прожекторы заливающего
света.
Для ламп типа ДРЛ во Всесоюзном научно-исследователь-
ском светотехническом институте (ВНИСИ) запроектированы
достаточно простые светильники типа СЗК-1 и СЗК-2. Первый
из них предназначен для ламп мощностью 500, 750 и 1000 вт,
второй — для ламп мощностью 250 вт.
Искусственное освещение должно выполняться согласно
предварительно составленному проекту, в котором должны быть
указаны источник света, освещенность, система освещения и ко-
эффициенты запаса, осветительные приборы и места размеще-
ния их в освещаемом пространстве, напряжение и схема пита-
ния осветительной установки, места расположения группо-
вых щитков и трассы сети, марка проводов и способы
прокладки сети, меры защиты от поражения электрическим
током.
Электрическое освещение рабочих мест, проходов, проез-
дов и площадок регламентируется тремя основными докумен-
тами:
нормами электрического освещения строительных и монтаж-
ных работ (СН 81—60);
главой СНиП II-A.8-62 «Искусственное освещение. Нормы
проектирования»;
разделом IV «Электрическое освещение» Правил устройства
электроустановок (ПУЭ).
Выбор источника света и осветительного прибора является
основным вопросом организации освещения строительной пло-
щадки и рабочих мест, от правильного решения которого за-
висит экономичность и надежность освещения. При выборе осве-
тительного прибора следует руководствоваться условиями сре-
ды, требованиями к светораспределеншо и соображениями
экономики. Рекомендуемые типы осветительных приборов в за-
висимости от условий среды приведены в табл. 2.
Минимально допустимый уровень освещенности определяет-
ся точностью выполняемых работ, коэффициентом отражения
рассматриваемых деталей, окружающего их фона, контрастно-
стью различения деталей и опасностью травматизма.
12
Таблица 2
Участки строительных и монтажных
площадок, помещения
Типы прожекторов и светильников
Открытые территории, строительные
и монтажные площадки
Помещения сухие и влажные (меха-
нические мастерские, административ-
ные и др.)
Помещения сырые
» особо сырые
» пыльные (бетонные, кам-
недробильные заводы)
Помещения пожароопасные класса
П-1 с наличием горючих газов, П-П с
наличием горючей пыли (деревообра-
батывающие цеха)
Помещения пожароопасные класса
П-Па для складирования горючего
Открытые склады древесины, угля,
минеральных масел
Помещения взрывоопасные класса
В-I с наличием опасных газов и паров
Помещения взрывоопасные класса
В-П при наличии горючей взрывоопас-
ной пыли
ПЗС-45, ПЗС-35, ПЗС-25, ПФС-45-1,
зеркальные лампы, СПО-ЗОО,
СПО-1000, ПУ, Гэ, ШМ, Фм, ПГ,
ВПН, БД, ВДЗ
Ум, Гэ, Лп, Шм, Ск
Ум ,Гэ, Лн, Шм, ВПИ, ПУ
ПУ, Фм, СПО, ПГТ
ПУ, Фм, PH, Гэ, ПН, ВПН
ПУ, Фм, PH, НОВ (при наличии
вентиляции и местного отсоса отхо-
дов допускаются У и Гэ)
Фм, ПУ, Ум
У, Гэ, ПУ, Фм, ПЗС-45, ПЗС-35
ВЗГ
НОВ
Санитарными нормами СН 245—63 регламентируются семь
градаций точности работ, выполняемых в производственных по-
мещениях:
I разряд — работы особой точности, связанные с необходи-
мостью различать подробности размером до 0,1 мм-,
II разряд — работы высокой точности, связанные с необхо-
димостью различать подробности размером от 0,1 до 0,3 мм;
III разряд — точные работы — различение подробностей раз-
мером 0,3—1 мм;
IV разряд — работы малой точности — различение подробно-
стей размером 1—10 мм;
V разряд — грубые работы — размеры подробностей более
10 мм;
VI разряд — работа, требующая общего наблюдения за хо-
дом производственного процесса без выделения отдельных де-
талей;
VII разряд — работы с самосветящимися предметами или ма-
териалами.
Нормы освещенности рабочих мест под открытым небом
приведены в табл. 3.
В условиях повышенной опасности травматизма нормы осве-
щенности для работы III и IV разрядов следует принимать со-
ответственно по II—III разрядам.
13
Таблица 3
Разряд работ Характеристика выполняемых работ1 Наимень- шая осве- щенность в лк
0 Работы повышенной точности, требующие различения
отдельных деталей, при отношении наименьшего размера объекта различения к расстоянию до глаза менее 0,005 50
I Работы точные, требующие различения отдельных де- талей, при отношении наименьшего размера рассматрива- емой детали к расстоянию до глаза в пределах 0,005—0,02 25
II Работы малой точности и грубые при отношении наи- меньшего размера рассматриваемой детали к расстоянию до глаза в пределах 0,02—0,05 10
III IV Работы с механизмами, не требующие различения от- дельных мелких деталей производственного процесса 5
Работы, требующие различения лишь крупных предме- тов, находящихся в непосредственной близости к рабо- тающему, или связанные с обзором рабочих поверхно- стей без выделения на них каких-либо деталей 2
1 Работы связаны с изготовлением изделий и обслуживанием оборудования.
При расчете осветительной установки принято вводить коэф-
фициент запаса, учитывающий снижение освещенности за счет
уменьшения светового потока источника света, загрязнения ос-
ветительной арматуры, а также загрязнения стен и потолков ос-
вещаемого помещения, запыленности освещаемого помещения
(табл. 4).
Таблица 4
Помещения Коэффициент запаса
люминесцент- ные лампы лампы нака- ливания
С большим выделением пыли, дыма, копоти (бе- 2,0
тонные, камнедробильные заводы и др.) .... Со средним выделением пыли, копоти, дыма (де- ревообрабатывающие, механические цеха) . . . С малым выделением пыли, копоти, дыма (кон- 1,7
1,8 1,5
торы, проектные бюро) 1,5 1,3
Открытые пространства 1,5 1,3 (1,5’для прожектор- ного осве- щения)
На практике применяют две отличные между собой системы:
систему общего освещения с равномерным и локализованным
размещением светильников и систему комбинированного осве-
щения.
На строительных площадках чаще применяют систему обще-
14
го освещения с локализованным размещением светильников и
реже систему комбинированного освещения.
Система комбинированного освещения рекомендуется:
при выполнении точных работ, относящихся к разрядам
I, II, III, за исключением тех случаев, когда устройство мест-
ного освещения невозможно по техническим или конструктив-
ным соображениям;
на рабочих местах, требующих изменения направления све-
тового потока в процессе работы, или там, где отдельные пред-
меты создают тени.
Система общего освещения рекомендуется:
при выполнении работ, не требующих большого и длитель-
ного напряжения зрения (IV разряда), а также во вспомога-
тельных, административно-конторских и складских помещениях;
при выполнении на всей площади однотипных по точности
работ (погрузочно-разгрузочные, транспортные, такелажные,
укладка бетона и т. п.);
в том случае, если на рабочих поверхностях не создаются
тени и не требуется изменять направление светового потока.
Локальное размещение светильников в системе общего осве-
щения целесообразно в том случае, если на различных участках
выполняются работы различной точности, требующие различ-
ных условий освещенности.
По назначению электрическое освещение строительных пло-
щадок подразделяют на рабочее (включая охранное освещение)
и аварийное.
Размещение прожекторов заливающего света на освещаемой
территории может быть либо групповым по 10—15 шт. на каж-
дой мачте, либо индивидуальным по один-два прожектора на
столбе. Групповое размещение прожекторов обычно применяют
при освещении больших территорий (площадь более 10 000 м2),
при высоких уровнях нормированной освещенности и в случаях,
когда по условиям строительства освещаемого объекта число
мачт должно быть сведено к минимуму. В этом случае расстоя-
ние между мачтами допускается до 400—500 м.
При освещении небольших площадей (не более 4000—
5000 м2 при ширине освещаемой площади до 100 л<) и при не-
высоких уровнях освещенности (до 2 лк) обычно применяют
прожекторы ПЗС-24 или ПЗС-35 с лампами накаливания мощ-
ностью соответственно 300 или 500 вт, устанавливаемые на мач-
тах высотой 15 м. При ширине освещаемой площади от 100 до
150 м применяют мачты высотой 20 м с прожекторами типа
ПЗС-35 или ПЗС-45. Для более широких площадок (150—350 м)
рекомендуются мачты высотой 30 м с прожекторами типа
ПЗС-45, а при ширине площадок более 350 м — мачты высотой
50 м с прожекторами типа ПЗС-45 или ПФС-45-1.
В целях устранения слепящего действия светильников сани-
тарными нормами проектирования промышленных предприятий
15
(CH 245—63) регламентируется минимально допустимая высо-
та их подвеса.
Высота подвеса над уровнем земли или рабочей площадки
светильников общего освещения лампами накаливания при ра-
боте на открытых пространствах не должна быть меньше зна-
чений, приведенных в табл. 5.
Таблица 5
Тип светильника Минимально допусти- мая высота подвеса светильников в м при мощности ламп в вт
до 200 более 200
С диффузионными отражателями (типа глубокоизлу- чатель эмалированный, СПО-300) 3,5 4,5
Зеркальные с зеркальными лампами широкого излу- чения 4 7
Зеркальные с зеркальными лампами глубокого излу- чения 3,5 5
Высоту установки прожекторов заливающего света (с за-
щитным углом более 10°) для освещения дорог и проездов при-
нимают по данным табл. 6.
Таблица 6
Тип прожектора Мощность лампы в ет/иапряжение в сети в в Наименьшая высота установки в м Высота типо- вых мачт в м
ПЗС-35 500/220 17 15
ПЗС-35 500/127 20 20—21
ПЗС-45 1000/220 22 20—21
ПЗС-45 1000/Л27 30 28
Минимально допустимая высота подвеса светильников
для освещения дорог
Мощность уста-
новленных ламп
в вт . . . .
Наименьшая высо-
та подвеса в м
1000 и более 500—750 200—300
8,5 7,5 6,5
150
6
100 и ме-
нее
5,5
Высота подвеса светильников с колпаками из светорассеи-
вающего стекла может быть снижена до 4 м.
Минимально допустимую высоту установки прожекторов
определяют по формуле
И ыии или ЯН1Ш > 0,058 л//макс ,
J 1 МНИ If 300 -МИН. ' f Mtln-V f
16
где /Манс — максимальная осевая сила света прожектора в св
(для прожекторов типа ПЗС-45 с лампами мощностью 1000 вт,
220 в /макс = 130 000 св, с лампами мощностью 1000 вт, 127 в
/макс = 200 000 се; для прожекторов типа ПЗС-35 с лампами
мощностью 500 вт, 220 в /макс = 50 000 св, а с лампами 500 вт,
127 е/макс = 85 000 се).
Искусственное освещение рассчитывают методом вычисле-
ния общего светового потока — определение средней освещен-
Рис. 1. К расчету освещенно-
сти в горизонтальной плоско-
сти
Рис. 2. К расчету освещенно-
сти в вертикальной плоскости
ности или точечным 1 методом — определение освещенности
в данной точке.
Под освещенностью Е понимается поверхностная плотность
светового потока, т. е. отношение падающего на поверхность
светового потока F к площади этой поверхности S:
£ = А
s
Из основ светотехники известно, что
„ /а S cos a , Н
F — --------, так как L =-------,
L2 cos а
то F /aScos;!«.
Н2
определяющие освещенность, принимают вид:
поверхности в горизонтальной плоскости в точ-
Тогда формулы,
для элемента
ке А (рис. 1)
п /а cos3 a
Н2К
1 Практически за точечный светящий элемент можно принять любой ос-
ветительный прибор, размеры которого не превышают 0,2 расстояния до ос-
вещаемой поверхности.
2—979
> 1 Ь Л 1 С f 3 К А |
17
для элемента поверхности в вертикальной плоскости в точ-
ке А (рис. 2)
г~ /а cos3 а Р г- Р
Ев — -------• — = Рг — ,
н н
где Za— сила света светильника по направлению к точке А
в се;
а—угол между направлением светового потока к расчет-
ной точке и осью симметрии светильника;
И — высота подвеса светильника над горизонтальной плос-
костью, проходящей через расчетную точку, в м\
Р—кратчайшее расстояние от проекции оси симметрии
светильника на горизонтальную плоскость, проходя-
щую через точку расчета, до линии пересечения гори-
зонтальной и вертикальной плоскостей, в м;
L— расстояние от светильника до элемента поверхности
в м;
К— коэффициент запаса.
Освещенность от симметрично расположенных светильников
общего освещения рекомендуется рассчитывать в такой после-
довательности:
определить тангенс угла падения светового луча в расчетную
точку
I
tga = —,
Б н
где I— расстояние от расчетной точки до проекции оси сим-
метрии светильника на перпендикулярную плоскость,
проходящую через расчетную точку, в м (см. рис. 1
и 2);
по найденному тангенсу определить угол а и cos3a;
по кривой силы света заданного светильника или по табли-
цам 1 определить силу света /а для найденного угла а;
подсчитать освещенность горизонтальной и вертикальной
плоскостей.
Пример. Деревообрабатывающий цех высотой 5 м освещается светиль-
никами «Универсаль» с лампами накаливания мощностью 500 вт на напряже-
ние 220 в(Дл=8100 лм). Светильники расположены по углам квадрата со сто-
роной 10 м (рис. 3). Высота подвеса светильников /7 = 3,5 м. Определить
освещенность горизонтальной и вертикальной плоскостей, расположенных на
пересечении диагоналей поля светильников.
1. Определяем тангенс угла падения светового луча от светильника в
расчетную точку
__________ '«“’V-
1 М. С. Д а д и о м о в и С. В. П о л л а к. Освещение строительных пло-
щадок. Госэнергоиздат, 1962; Г. М. Кнорринг. Справочник для проектиро-
вания электрического освещения. Госэнергоиздат, 1966; Справочник энергети-
ка промышленных предприятий, т. 2. Госэнергоиздат, 1963 и др.
18
Так как светильники размещены по сторонам квадрата, а расчетная точ-
ка находится в центре этого квадрата, то для каждого светильника
2. Определяем угол а и cos3 а:
а = 64°; cos3 а=0,084.
3. Определяем силу света /а.
По табл. 61 находим силу света под углом 65° для светильника типа
«Универсаль» с условной лампой, дающей световой поток 1000 лм=114 св.
Фактическая сила света
8100
Za = 114 ----= 923,4 св.
а 1000
4. Подсчитываем освещен-
ность горизонтальной плоскости
от одного светильника при коэф-
фициенте запаса (по табл. 4)
К =1,5:
7Я cos3 а
Ег= —------— =
№ К
Рис. 3. К примеру расчета освещен-
ности от симметричных светильников
общего освещения
Так как каждый из четырех све-
тильников создает в расчетной
точке одинаковую освещенность,
то суммарная освещенность
будет
2 £г = 4,22-4= 16,88 лк.
5. Подсчитываем освещен-
ность вертикальной плоскости.
Так как расчетная точка, лежа-
щая в вертикальной плоскости, ос-
вещается лишь двумя светильниками, то освещенность вертикальной плоскости
будет
10 -
Р 2 .
2£в = 2£г —= 2-4,22--------- = 12,8 лк.
п 3,5
В целях облегчения работы по определению освещенности от
каждого светильника на практике пользуются расчетными гра-
фиками.
На рис. 4 приведены пространственные изолюксы горизон-
тальной освещенности светильником «Универсаль» (для услов-
ной лампы со световым потоком 1000 лм).
Для определения освещенности от светильника «Универ-
саль» с лампой, имеющей световой поток Гл> достаточно, зная
расстояние от оси светильника до освещаемой плоскости / и
1 М. С. Дад номов и С. В. Поллак. Освещение строительных пло-
щадок. Госэнергоиздат, 1962.
2*
19
высоту И, определить условную освещенность по графику и ум-
ножить ее на величину .
Пример. Определить освещенность горизонтальной плоскости по данным
решенного выше примера при 1=7,1 м и И = 3,5 м.
По графику (рис. 4) определяем условную освещенность при заданных I
и Н, которая равна 0,8 лк.
8100
Фактическая освещенность от одного светильника будет 0,8 =6,5 лк
6,5
или с учетом коэффициента запаса ——
1 >5
сти, полученной по расчету (4,22 лк).
= 4,33 лк, т. е. близка к освещенно-
Рис. 4. Пространственные кривые равных значений го-
ризонтальной освещенности для светильника «Уни-
версалы»
В настоящее время для расчета освещенности пользуются
методом удельной мощности. Удельная мощность осветительной
установки (мощность установки, отнесенная к единице освещае-
мой площади) зависит от типа и мощности лампы, типа светиль-
ников и их размещения, характеристики освещаемого помещения
и др. Г. М. Кноррингом составлены таблицы значений удельной
мощности осветительных установок из стандартных светильников
в зависимости от уровня освещенности, площади пола освеща-
емого помещения и высоты подвески светильников. Некоторые
значения удельной мощности приведены в табл. 7.
Пример. В помещении размером 32X16 м необходимо создать освещен-
ность в расчетной плоскости 60 лк. Светильники «Люцетта» цельного стекла
с лампами мощностью 200 вт подвешены на высоте Н = 4 м над расчетной
плоскостью. Коэффициент запаса К =1,3. Напряжение сети 220 в. Определить
количество светильников.
Пользуясь данными табл. 7, определяем методом интерполяции значе-
ние удельной мощности р=12 вт/м*. Определяем общую мощность освети-
тельной установки
P=pS= 12-32-16 = 6144 вт.
20
Таблица 7
СЗ S К 3 Л “ Площадь Удельная мощность осветительной установки в вт/м?
о о и помещения при освещенности Е в лк
Ц
л И о Е CQ S и X S в 5 | 10 20 | 30 | 50 75 1 100 | 150
Светильник «Универсаль» с матированным затенителем
4-6 50-80 2,4 4,3 8,2 11,3 16,3 25 33 50
^0—150 2 3,8 6,8 9,5 14 21 28 43
150—400 1,7 3,3 5,7 8,1 12 17,5 24 36
Более 400 1,5 2,8 5 6,8 10,5 15,5 21 31
Глубокоизлучатель эмалированный
4-6 50—80 1,9 3,3 6,2 8,6 13 19 24 33
80—150 1,7 2,8 5,3 7,3 11 15,7 20 28,5
150—400 1,5 2,5 4,6 6,4 9,6 13,7 17 24,5
Более 400 1,3 2,2 4,2 5,7 8,5 12 15 21,5
«Люцетта» цельного стекла
4-6 50-80 2,3 3,9 7 10,1 16,7 25,5 35 56
80—150 1,8 3,2 5,6 8,3 13,5 20,5 29 44
150—400 1,5 2,6 4,6 6,8 11,3 17,3 23,5 37
Более 400 1,3 2,2 4 6 9,9 15 20,5 32
Тогда количество светильников будет
Р 6144 п == = 200 200 = 30,7 шт.
Принимаем 32 шт.
Необходимое количество прожекторов можно определять по
методу светового потока или удельной мощности.
По методу светового потока количество прожекторов
п _ EnKS
F л т] и Z
где £н— нормируемая освещенность в лк;
К— коэффициент запаса (для прожекторного освещения
К=1,5);
5— освещаемая площадь в м2;
£л— световой поток ламп накаливания для выбранного ти-
па прожектора в лм (табл. 8);
п—к. п.д. прожектора (для прожекторов типа ПЗС-35,
ПЗС-45, ПФС-45-1 -п = 0,35 : 0,.38);
21
и— коэффициент использования светового потока прожек-
торов (ориентировочно при освещении больших пло-
щадей w = 0,9; при освещении малых площадей м =
= 0,7ч-0,8);
Z— коэффициент неравномерности освещения, равный от-
ношению £мин к £ср (при правильной расстановке про-
жекторов можно принять Z = 0,75).
Таблица 8
Тип ламп при напряжении в сети Мощность в вт Световой поток в лм при напряжении в в
127 в 220 в 127 220
НВ127-15 НВ220-15 15 130 105
НВ 127-25 НВ220-25 25 235 205
НБ127-40 НБ220-40 40 440 370
НБ127-60 НБ220-60 60 740 620
НБ127-75 НБ220-75 75 980 840
НБ127-100 НБ220-100 100 1 400 1 240
НГ127-150 НГ220-150 150 2 300 1900
НГ127-200 НГ220-200 200 3 200 2 700
НГ127-300 НГ220-300 300 5150 4 350
НГ127-500 НГ220-500 500 9100 8100
НГ 127-750 НГ220-750 750 14 250 13 100
НГ127-1000 НГ220-1000 1000 19 500 18 200
НГ127-1500 НГ220-1500 1500 29 500 28 000
Подставив в формулу указанные значения коэффициентов
и приняв Ev=EaK, получим упрощенную формулу
EPS
П -- __£---
0,25£л
Удельная мощность прожекторного освещения
Р I 2
р = — вТ/М2,
где Р — мощность ламп в вт всех прожекторов, установленных
для освещения площади S в м2.
При проектировании освещения прожекторами типа ПЗС-35,
ПЗС-45 и ПФС-45-1 удельную мощность можно определять по
формуле р = 0,25£р.
Пример. Определить потребное количество прожекторов для освещения
строительной площадки размером 150X200 = 30 000 лА Приняты прожекторы
типа ПЗС-45 с лампами мощностью 1000 вт на напряжение 220 в (Fn —
*=18 000 лм, см. табл. 8); нормируемая освещенность £п = 2 лк.
По методу светового потока
2-1,5-30 000.
п =--------------------= 22 шт.
18000-0,38-0,8-0,75 '
3-30 000
или по упрощенной формуле и =* — = 20 шт.
Io OUu»U,ZD
22
По методу удельной мощности:
р = 0,25£'р = 0,25 • 3 = 0,75 вг/м2-,
22 500
Р=pS=0,75 30 000 = 22 500 вт, т. е. следует установить—jqqq - = 22,5^
«23 прожектора.
Для ориентировочных подсчетов расхождение в пределах 10—15% счи-
тается допустимым.
При определении мест установки прожекторных мачт и от-
дельных прожекторов, а также углов наклона 6 прожекторов
а)
в вертикальной плоскости (рис. 5,а) и поворота их т в горизон-
тальной плоскости (рис. 5,6) применяют расчет по способу ком-
поновки кривых одинаковой освещенности (изолюкс)1.
При групповой установке прожекторов, что имеет место при
устройстве общего равномерного прожекторного освещения, ре-
комендуется группу прожекторов рассматривать как единый
источник света с определенным распределением светового по-
тока.
Под группой прожекторов понимается определенное количе-
ство прожекторов, установленных на одной и той же прожектор-
ной мачте, на одинаковой высоте от уровня освещаемой поверх-
ности и имеющих один и тот же угол наклона в вертикальной
плоскости 0. Оптические оси смежно расположенных прожекто-
ров группы смещены по отношению друг к другу на угол т
(рис. 5,6). При т до 20° (для прожекторов ПЗС-45) и при т до
15° (для прожекторов ПЗС-35) освещенность от групп прожек-
торов можно определять, пользуясь графиками E=f (Г), где I —
расстояние в плане от основания мачты (рис. 6).
1 Способы расчета приведены в книге М. С. Д а д и о м о в а «Прожектор-
ное освещение». Госэнергоиздат, 1960.
23
н
г)
Рис. 6. Графики для определения освещенности от групп прожекторов
а — типа ПЗС-45 с лампами мощностью 1000 вт на напряжение 220 в С* до 20°);
б — типа ПЗС-45 с лампами мощностью 1000 вт на напряжение 127 в до 20°);
в — тйпа ПЗС-35 с лампами мощностью 500 вт на напряжение 220 в (Т до 15°);
г — типа ПЗС-35 с лампами мощностью 500 вт на напряжение 127 в до 15°)
24
На этих графиках приведены кривые E=f (I) для т=10°.
Освещенность при другом значении т определяют по формуле
Угол т, необходимый для создания в заданной точке нормиру-
емой освещенности Еи при коэффициенте запаса К, можно вы-
числить по формуле
Ю£г=10
Т — --------.
Е„К
Если освещенность создается от прожекторов нескольких
групп, расположенных на одной или нескольких мачтах, под ве-
личиной Еа понимается та величина освещенности, которая
должна быть создана от рассчитываемой группы прожекторов.
Пример. Определить освещенность в точках, находящихся на расстоянии
от мачты / = 60, 90, 120 и 150 м, от группы прожекторов типа ПЗС-45 с лам-
пами мощностью 1000 вт на напряжение 220 в, установленных на высоте /7 =
= 30 м.
т, 180°
Па мачте установлено восемь прожекторов т=----- =20° с углом на-
8+1
клона в вертикальной плоскости 0 = 17°.
„ I
По графикам (рис. 6, в) для заданных значений ’ равных
60 90 120 150
И по кривой для 0 = 17° определяем соответствующие
OU oU Ov OU
10
освещенности при т=10°, а потом, умножив их на —, определим освещен-
ность при т=20°. Результаты определений сведем в табл. 9.
Таблица 9
1, м 1 н £т=10’ ЛК £т=20’
60 2 4.6 2,3
90 3 4,1 2,05
120 4 1,9 0,95
150 5 0,9 0,45
По данным таблицы строим линии одинаковой освещенности (изолюксы)
Если на мачте установлены две или более группы прожекто-
ров на разных высотах, например одна группа для освещения
дальних участков на высоте 50 м от освещаемой поверхности,
а вторая группа для освещения ближних участков на высоте
30 м от освещаемой поверхности, то освещенность в отдельных
точках освещаемой территории будет равна сумме освещенно-
стей от первой и второй групп прожекторов.
25
В целях обеспечения безопасности от поражения электриче-
ским током большое значение имеет выбор напряжения при уст-
ройстве электрического освещения. При расположении светиль-
ников на высоте 2,5 м и выше от пола допускается напряжение
до 220 в. При меньшей высоте необходимо подключать светиль-
ники к более низкому напряжению или применять светильники,
которые исключают возможность доступа к лампам без специ-
альных приспособлений.
Для электрических осветительных сетей, прокладываемых
внутри зданий, на наиболее удаленных источниках света соглас-
но ПУЭ напряжение должно быть не ниже 97,5% номинального.
В сетях наружного освещения и в сетях аварийного освещения
допускается снижение напряжения на источниках света до 95%.
Наибольшее напряжение в источниках света не должно превы-
шать 105% их номинального значения.
Чтобы выполнить эти требования, необходимо сделать пове-
рочный расчет. При этом в осветительных сетях переменного
тока индуктивное сопротивление не учитывают.
Пример. Проверить потери напряжения в линии переменного тока напря-
жением 220 в. Сеть однородная, выполненная по всей длине медными прово-
дами ПР сечением 2,5 жж2, проложенными открыто на изоляторах. Нагрузки
и их распределение вдоль линии указаны на рис. 7.
10 10 10 10м
Гт — -л — л ________=__
Р^о.5; Р^0,5; Р3^;Рч=О,5к£/т>
Рис. 7. к примеру расчета двухпроводной сети
переменного тока
Определяем потерю напряжения в сети, однородной по всей длине, по
формуле
2-1,2
д6'ф = Дй7_ 1000
V—удельная проводимость в м/ом'мм2 (для меди у = 57,2 м/ом мм2)-,
S — сечение провода в мм2-,
[7ф— фазовое напряжение в линии;
Pl—мощность потребителей в /сет;
L—длина отрезков линии от источника питания до точки приложения
нагрузок в м;
1,2—коэффициент, учитывающий потери мощности в балластных уст-
ройствах.
Подставляя в формулу числовые значения, получим
„ 2-.1 ’2 11.900„ (о,5.Ю + 0,5-20 + 0,5-30 ф- 0,5-40) = 3 ,81 %.
ф 57,2-2,5-220 '
26
Следовательно, получились потери напряжения больше нормы (2,5%).
Принимаем ближайшее по стандарту сечение провода 5=4 мм2, тогда
,, 3,81-2,5
ДСф =---------= 2,38%.
4
Следовательно, принимаем медный провод сечением 4 мм2.
4. ОРГАНИЗАЦИЯ ТРАНСПОРТА И СКЛАДСКОГО ХОЗЯЙСТВА
В соответствии с главой СНиП Ш-А.11-62 до начала строи-
тельных работ должны быть сооружены подъездные пути
к строительной площадке и внутрипостроечные дороги, обеспе-
чивающие свободный и безопасный доступ транспортных средств
ко всем строящимся объектам.
Основным типом дорог, которые могут быть построены в крат-
чайшие сроки и с наименьшей стоимостью, являются грунтовые
дороги. Проезжая часть грунтовой дороги должна иметь уклоны
0,03—-0,05 от середины в обе стороны. Прочность грунтового по-
крытия определяют в основном по соотношению количества пес-
ка, пыли и глины. Наиболее устойчивым считается грунт, состоя-
щий из 60—75% песка и гравия, 5—10% глины и 15—35°/о пы-
леватых частиц.
Более высокими по качеству являются дороги с гравийным
и щебеночным покрытием, асфальтовые и цементно-бетонные.
В целях обеспечения безопасности движения наименьшие
расчетные видимости принимают: по направлению движения 50 м,
боковые (на перекрестках) 35 м. Расстояние от края проезжей
части автомобильной дороги на территории строительства долж-
но быть не менее: до забора 1,5 м, до оси железной дороги ши-
рокой колеи 3,75 м, до оси железной дороги узкой колеи 3 м.
Скорость движения автомобилей определяют из условия соб-
людения тормозного пути. Путь торможения автомобиля S не
должен превышать 10 м. Скорость движения автомобиля пМакс
не должна превышать
fMaKc = ,
где р— коэффициент трения скольжения для автомобилей при-
нимается по табл.10;
g—ускорение свободного падения (g = 9,81 MjceK).
Пример. Определить допустимую скорость движения автомобиля на
подъездной мокрой дороге с щебеночным покрытием. Принимаем длину пути
торможения 5 = 10 м.
По табл. 10 находим ц=0,3. Тогда
пмакс == = ]/2-0,3-9,8-10 = 7,66 м/сек, или 27,5 км/ч.
Максимальная скорость автомобилей с прицепами должна быть умень-
шена до 50%.
При наличии на площадке железнодорожных путей количест-
во пересечений их с автомобильными дорогами допускается ми-
27
Таблица 10
Тип дороги Состояние дороги Коэффициент трения скольжеиня р.
Грунтовая Сухая Мокрая 0,5—0,7 0,2—0,4
Щебеночная Сухая Мокрая 0,5—0,7 0,3-0,4
Асфальтовая Сухая Мокрая 0,5—0,6 0,4-0,5
Рис. 8. Допускаемые расстояния от
железнодорожных и подкрановых
путей до выемки
1 — подкрановый путь
нять, а в ночное время освещать;
нимальным, причем каждое пересечение (переезд) необходимо
ограждать.
Переезды и их оборудование рекомендуется осуществлять по
типовым чертежам (например, типовой железнодорожный пе-
реезд разработан ленинградским Гипротрансом).
Переезды и пересечения
железнодорожных путей в
одном уровне с авто- и пе-
шеходными дорогами на
территории строительной
площадки необходимо уст-
раивать, соблюдая следую-
щие условия:
автомобильная дорога
должна пересекать желез-
ную дорогу под углом 90°,
при хорошей видимости пе-
ресечения допускается под
углом до 60°;
переезды следует охра-
въезды на переезды следует ограждать перилами, окрашен-
ными в белый цвет;
необходимо устанавливать соответствующие путевые знаки.
С учетом того, что откосы котлованов и траншей на строи-
тельной площадке делают более крутыми, чем в постоянных зем-
ляных сооружениях, железнодорожные и крановые пути могут
располагаться от котлованов и траншей (линии пересечения дна
котлована или траншеи и откоса их стенки) на расстоянии
/> 1,2 Нт (рис. 8),
где I— расстояние от подкранового или железнодорожного
пути до подошвы откоса котлована в м\
Н— глубина выемки в м-,
т— коэффициент откоса (отношение заложения к высоте
28
откоса) принимается по табл. 5 СНиП Ш-А.11-62 «Тех-
ника безопасности в строительстве».
Места хранения материалов и изделий на строительной пло-
щадке предусматриваются проектом производства работ. Заво-
зить материалы, детали и конструкции на строительную площад-
ку допускается только после устройства предусмотренных про-
ектом производства работ площадок для их хранения.
Склады материалов, деталей и конструкций располагают
непосредственно у мест их потребления (в зоне действия мон-
тажного крана так, чтобы они не загромождали строительной
площадки). Каждый склад должен иметь сквозные или кольце-
вые проезды с отдельными въездами и выездами.
Способы хранения сборных железобетонных конструкций за-
висят от их габаритных размеров и назначения.
Все конструкции и детали следует укладывать в штабеля,
оставляя зазоры между конструкциями не менее 0,2 м. В про-
дольном направлении через каждые 25 м между штабелями не-
обходимо устраивать проходы шириной 1 м, а в поперечном на-
правлении — проходы шириной 0,7 м через каждые два штабеля.
Штабеля укладывают на деревянные инвентарные подклад-
ки, расположение которых должно обеспечивать свободный сток
воды. Между ярусами деталей и конструкций располагают ин-
вентарные прокладки. В штабель следует укладывать изделия
только одной марки; марка должна быть обращена в сторону
проезда или прохода, а подъемные петли — вверх.
Во избежание обрушения хранящихся конструкций размеры
штабеля и опорных подкладок определяют расчетом в зависи-
мости от качества основания: высота штабелей не должна пре-
вышать высоты, указанной в СНиП Ш-А.11-62.
Пример. Грунт на площадке склада спланирован и уплотнен катками,
допускаемое давление 2 кГ/см2. Определить возможную высоту штабеля па-
нелей перекрытий размером 3,6X6,26 м, толщиной 22 см и весом 5 г каждая.
Панели укладывают на деревянные опорные подкладки шириной 0,1 м, дли-
ной 3,6 м и толщиной (с учетом высоты петель) 0,1 м. Прокладки между яру-
сами такие же.
Принимаем, что каждая панель должна быть уложена на четыре под-
кладки. Опорная поверхность четырех подкладок составляет 0,1'3,6-4 =
= 1,44 м2.
Грунт может воспринять нагрузку от штабеля весом Р=
1,44-2-10000
= ‘----Топо---- =28,8 т, т. е. в штабель можно уложить 28,8 : 5=5 рядов.
IvUU
Высота штабеля при этом будет //=(0,1+0,22)5 = 1,6 м, что на 0,9 м мень-
ше высоты штабеля (2,5 м), допускаемой СНиП Ш-А.11-62 «Техника без-
опасности в строительстве».
Для увеличения высоты штабеля до 2,5 м, или до 2,5: (0,1 +0,22) »8 ря-
, (0,1+0,22)8-4
дов, необходимо увеличить число прокладок до -•—~----- =6,4 «7 шт.
1 Л
Чтобы обеспечить устойчивость штабеля и предотвратить его
обрушение, а в связи с этим и несчастные случаи, следует рас-
считать прокладки на смятие по формуле
29
nib < RcM'
где Q—общий вес штабеля в кг;
п— число прокладок в ряду;
I—длина прокладок в м;
b— ширина прокладок в м.
Для рассмотренного выше примера Q = 5-8 = 40z = 40 000 кг;
п=1; /=360 см; b = 10 см; Rc^= - 40003 =1,6 кГ)см1 2. По строи-
7-360.10 F
тельным нормам и правилам СНиП I1-B.4-62 (табл. 4) расчетное
сопротивление древесины (сосны и ели) на сжатие и смятие
по всей поверхности принимается 18 кГ!м2. Так как нижний ряд
прокладок может находиться в условиях повышенной влажно-
сти, руководствуясь табл. 6 СНиП П-В.4-62, вводим коэффици-
ент условий работы, равный 0,85. Тогда RCN= 18 - 0,85= 15,3 кГ/м2,
что значительно превышает фактическую нагрузку.
II. ЗЕМЛЯНЫЕ РАБОТЫ
1. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ БЕЗОПАСНОСТИ ПРИ РАЗРАБОТКЕ ГРУНТОВ
Основной причиной несчастных случаев при производстве
земляных работ является обрушение грунта в котлованах
и траншеях при превышении допускаемой глубины вертикальных
стенок (без креплений), неустойчивых откосах, недостаточно
прочном креплении. При организации работ иногда не учитыва-
ют ослабление сил сцепления мерзлых грунтов при оттаивании
и лёссовидных грунтов при увлажнении. Имеют место случаи
травмирования людей и при разработке мерзлых грунтов.
Одной из причин неправильных решений по безопасному про-
изводству земляных работ являются неполноценное изыскание
и проектирование в основном потому, что в настоящее время
в механике грунтов еше неполно отражены механические свой-
ства грунтов, к тому же грунты нестатичны во времени. Имеют
место также изменения в действии грунтовых вод, неоднород-
ность геологического строения грунта, влияние температурных
изменений, условий производства работ, взаимодействие имею-
щихся сооружений с вновь возводимыми, а при производстве
работ — отступления от проекта в технологии производства ра-
бот и в сроках.
Для устранения причин обрушения грунта в процессе произ-
водства работ в котлованах и траншеях при разработке техно-
30
логических карт или схем производства работ необходимо учи-
тывать:
подробную качественную характеристику грунта;
глубину, ширину и сроки существования земляного соору-
жения;
ожидаемые колебания уровней грунтовых вод и температуры
грунтов за период существования сооружения;
наличие существующих подземных коммуникаций и места их
расположения;
условия производства работ.
В технологических картах и схемах на производство земля-
ных работ необходимо указывать способ производства работ
и мероприятия по предотвращению обрушений, обеспечению
устойчивости грунта и безопасности выполнения работ. При об-
разовании траншеи или котлована с откосами необходимо ука-
зать крутизну откосов, а также способы их образования. Крутиз-
ну откосов котлованов и траншей в грунтах естественной влаж-
ности и при отсутствии грунтовых вод принимают в соответствии
с главой СНиП Ш-А.11-62 «Техника безопасности в строитель-
стве».
При глубине выемки грунта, не предусмотренной в указанном
документе, крутизна откосов грунта должна быть определена
расчетом на основании имеющихся необходимых характеристик
грунта.
Если земляные работы намечается выполнять без откосов,
необходимо определить расчетом, до какой глубины в данных
условиях можно рыть траншею или котлован с вертикальными
стенками без закрепления. Критическую высоту вертикальной
стенки можно определить по формуле проф. В. В. Соколовского
и 2С cos ср
Н кр — —~ >
у (1 — sin ср)
где //кр— критическая высота вертикальной стенки в м;
С—сила сцепления грунта в т/м2;
у —объемный вес грунта в т/м3;
ср — угол внутреннего трения в град.
Показатели С, у, ср определяют при исследовании грунтов.
Усредненные значения С, у, ср некоторых грунтов приведены
в табл. 11.
При определении предельной глубины котлована или траншеи
с вертикальной стенкой рекомендуется вводить коэффициент за-
паса больше единицы. Обычно этот коэффициент принимают
равным 1,25, тогда
н — ^'<Р
пр- 1,25 ’
где Нцр — предельная высота вертикальной стенки в м.
31
Таблица 11
Грунт Объемный вес у в т/м* Угол внут- реннего тре- ния ср в град Сила сцепле- ния Св т/м*
Глина 1,7—2 7—20 0—20
Суглинок легкий 1,5—1,8 12—25 0—16
» пылеватый 1,5—1,7 15—25 0—16
» лёссовидный 1,4—1,7 12—25 0—20
Супесок : : 1,5—1,7 18—30 0—10
Песок мелкозернистый 1,6—1,9 22—35 0—0,5
» среднезернистый 1,6—1,9 26—35 0—0,3
» крупнозернистый 1,6—2 27—40 0—0,2
В грунтах естественной влажности с ненарушенной структу-
рой и при отсутствии грунтовых вод предельную глубину тран-
шеи или котлована с вертикальными стенками можно принимать
согласно п. 10.13 главы СНиП II1-A.11-62 «Техника безопасности
в строительстве».
При разработке грунтов с установкой креплений последние
должны быть инвентарными или специальной конструкции, про-
веренной расчетом. В строительных нормах и правилах СНиП
Ш-А.11-62 предусматривается установка инвентарных крепле-
ний при глубине котлованов и траншей до 3 м.
Типы существующих инвентарных креплений и область их
применения приведены в табл. 12.
Таблица 12
Крепление
Глубина
траншеи в м
Ширина
траншеи в м
Инвентарные конструкции ЦНИИОМТП .
То же, конструкции Трансводстрой ....
То же, конструкции Мосподзем строй
То же, конструкции Южспецстрой . . .
То же, конструкции ВНИИГС................
Передвижные металлические крепления Соло
дева.......................................
3
3
2
2,1
2—4,5
3
1,1—1,3
0,8-1,1
0,8-1,2
0,8—2
0,7—1,5
1—1,2
При невозможности использовать существующие инвентар-
ные крепления применяют крепления, состоящие из стеновых
свай, удерживающих обшивку, или стоек, крепежных досок, рас-
порок между сваями или стойками, или анкеров.
Виды креплений вертикальных стенок котлованов и траншей,
рекомендуемые строительными нормами и правилами (СНиП
Ш-А.11-62), приведены в табл. 13.
32
Таблица 13
Грунты
Естественной влажности, за исклю-
чением сыпучих
Повышенной влажности и сыпучие
Всех видов при большом притоке
грунтовых вод
Вид крепления
Горизонтальное с просветом через
одну доску
Сплошное вертикальное или гори-
зонтальное
Шпунтовое ограждение ниже гори-
зонта грунтовых вод с забивкой его
на глубину не менее 0,75 м в подсти-
лающий водонепроницаемый грунт
2. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ ОТКОСОВ
При проектировании котлованов и траншей глубиной более
5 м необходимо произвести расчет устойчивости откосов.
Большинство существующих методов расчета устойчивости
откосов основывается на рассмотрении предельного равновесия
грунта, при котором даже незначительное
изменение объемных или поверхностных
сил приводит к его потере.
Откос, образованный несвязным сыпу-
чим грунтом, будет находиться в равнове-
сии, если в равновесии находится каждый
элемент его поверхности.
На выделенный элемент М (рис. 9) при
уровне грунтовых вод ниже основания от-
коса действует сила Р —- его вес, которую
заменяем нормалью давления N и каса-
тельной к поверхности откоса силой сдви-
га Т.
Рис. 9. Схема
расчета устойчи-
вости откоса не-
связных сыпу-
чих грунтов
Условия предельного равновесия на данной площадке можно
выразить равенством
1\ = Т = Nt grp,
где ср — угол внутреннего трения грунта.
Из рис. 9 N=P cos а, а Т=Р sin а.
Подставляя в формулу предельного равновесия значения
N и Т, получим
Р sin а — Р cos a tg ср.
Поделив обе части равенства на Р cos а, получим: tga=tg<p,
или а=ср. Следовательно, в сыпучих грунтах предельный угол
откоса равен углу внутреннего трения грунта. Для сыпучих тел
этот угол называется углом естественного откоса. Откос будет
устойчив, если угол, образованный его поверхностью с горизон-
том, не превышает угла внутреннего трения грунта. Устойчи-
вость откоса в несвязных сыпучих грунтах не зависит от его
3—979
33
высоты. Всякий откос с углом наклона больше <р является неус-
тойчивым.
Если уровень грунтовых вод поднимется выше основания от-
коса (например, после ливневого дождя), то на величину угла
естественного откоса будет влиять гидродинамическое давление
D фильтрующейся через откос воды, направленное по касатель-
ной к линии потока. Максимальный угол, при котором частицы
грунта будут находиться в покое при
подъеме грунтовых вод, можно опре-
делить графически (рис. 10).
Выделим условно на поверхности
откоса объем грунта, равный едини-
це. На выделенный элемент грунта
кроме собственного веса Р (который
следует принимать с учетом взвеши-
вающего действия воды) действует
гидродинамическое давление D.
Результирующее давление R опре-
Рис. 10. Схема расче-
та устойчивости от-
коса в несвязных
грунтах при наличии
гидродинамического
давления
деляется путем построения параллело-
грамма сил Р и D.
От направления равнодействующей
откладываем угол, равный 90° — <р, по-
лученное направление А'В' определит предельный угол откоса
щ с учетом влияния грунтовой воды.
Условия устойчивости откоса в грунтах, обладающих трени-
ем и сцеплением, оказываются весьма сложными, даже если
принять, что массив грунта однороден, а сопротивление его сдви-
гу независимо от времени.
Условия предельного равновесия грунта, обладающего тре-
нием и сцеплением на данной площадке, в общем виде можно
выразить равенством
7' = /Vtg<p + С.
Исследование состояния предельного равновесия грунта ве-
лось в двух направлениях:
создании упрошенной схемы предельного равновесия, позво-
ляющей путем принятия ряда допущений решать задачи об
устойчивости земляных масс простейшими способами;
создании строгой теории предельного равновесия, позволяю-
щей решать задачи устойчивости земляных масс, не вводя огра-
ничений в формы и положения линий скольжения. К первому
направлению относятся методы расчета откосов, предложенные
Терцаги, Н. Н. Масловым, А. И. Ивановым и др. Ко второму на-
правлению относится теория предельного состояния сыпучей
среды В. В. Соколовского. В дальнейшем С. С. Голушкевич раз-
работал графический метод решения задач, в котором рассмат-
ривал откос, находящийся в состоянии предельного равновесия,
а А. М. Сенков упростил метод расчета В. В. Соколовского.
34
В целях облегчения отыскания опасной линии скольжения
ряд исследователей для решения этой задачи предложили раз-
личные таблицы и графики.
Например, Б. М. Ломизе построил график (рис. 11), позво-
ляющий решать следующие задачи:
определять допустимую высоту откоса Н, если известны у, ф,
С и Л и крутизна откоса 1 : m = tga, где т — коэффициент отко-
са, равный отношению заложения к высоте откоса;
Рис. 11. График для определения крутизны откоса
определять требуемую крутизну откоса 1:т, если известны
У, ф, С, Н И /77;
определять коэффициент устойчивости К, если известно
Ф, у. С, Н и т.
График (рис. 11) позволяет решать все основные задачи, воз-
никающие при расчете устойчивости плоских откосов в однород-
ных грунтах. Каждая кривая графика соответствует определен-
ному значению т начиная от т = 0,25 до т=6. Причем если
расчетные данные находятся в области I графика, то опасная
поверхность скольжения выклинивается в основании за преде-
лами откоса, а если в области II, то опасная поверхность сколь-
жения проходит через точку пересечения откоса с основанием.
Граница между областями показана на графике рисункаштрих-
пунктиром. При —^>0,246 опасная поверхность скольжения
всегда проходит через точку пересечения откоса с основанием. Вы-
клинивание опасных поверхностей скольжения за пределами от-
коса может иметь место только при очень малых значениях угла
внутреннего трения.
Приближенное определение координат точек, лежащих на
поверхности устойчивого откоса, предложили И. С. Мухин
3* 35
Таблица 14
oOfr Й) 0,00 0,01 0,05 0,19 0,42 0,76 1,17 1,07 2,29 3,03 3,90 4,92
II 9- N о —1 ’Ф —1 -чр —< ’ф LQ О О о о о о о сч со ю со сч г^. со о О ’-н СЧ СО -ф Ю СО Ь- С5 2 2
со Й» о СЧ 00 00 Ш С5 to to о —« о о о О О СЧ СО ь- со со ю С5 О О О О О —1 — СЧ СО tn со
II 9- N О СО СО 05 СЧ Ь- -Ф 05 05 о о о Ю •—f —' 'Ф Ь- 05 —< Ю 05 СО~ со o' О •—1 СЧ СО О N со С5 $2
о0£ й> О СЧ ОО 05 ’Ф СО 00 Ю 05 СЧ СО ’ ООО СЧ СО < Ь- Ю 'Ф со 05 to о о о о о »-« —< сч со Ш Ь-
II е N 0,00 0,51 1,05 2,01 3,03 4,19 5,3 6,49 7,76 9,12 10,60 12,20
о 1О ЙЗ 0,00 0,02 0.10 0,46 0,77 1,40 2,13 3,04 4,16 5,49 7,05 8,87
11 9- N О О’Ф СО О СЧ 00 СЧ 04 о о о О LQ О 04 о ’—। —< со to со сч со о О —1 СЧ СО LD со Ь- оо о —*
□os: Й) 0,00 0,01 0,12 0,45 1,06 1,84 2,99 4,81 7,14 9,00 12,30 16,40
II 9 N 0,00 0,30 1,04 2,03 3,17 4,23 5,49 7,08 8,80 10,00 12,00 14,30
с ю г» О < М4 -чн СО Tf1 СЧ О0 ’Ф СЧ СЧ о О О г-ч tQ СЧ —< со О СТ5 Ь- со ООО О О СЧ со СО 00 о
7 I & N О О СО СО СО О 05 со 0^ о со Ю О 05 О 0005СОСЧС: О о О ’ — со LQ L0 00 05
о01 Й) 0,00 0,01 0,04 0,17 0,68 1,50 ’ ! 3,11 4,94 7,15 9,77 12,80 16,13
и 9 W 0,00 0,25 0,51 1,02 2,01 2,95 4,18 5,17 6,13 7,11 8,13 9,22
о 1Д й) 0,00 0,01 0,05 0,22 0,85 2,28 4,30 8,15 12,90 15,60
II i 9 W О to О 05 to 05 СО СО 0 04t0 00>0 0505054t<| | о о o' —Г со со Ю o'
36
и А. И. Срагович. Составленные ими таблицы для облегчения
вычислений координат приведены в сокращенном виде (табл. 14).
Пример 1. Построить кривую равнопрочного откоса для назначения кру-
тизны откоса выемки в суглинистом грунте при следующих данных: высота
откоса // = 10 л:; у=1,95 т/лс3; <р=17°; С=1,9 т/м2.
Первый вариант решения — построение кривой равнопрочного откоса по
теории предельного равновесия проф. В. В. Соколовского с использованием
графиков и упрощений проф. А. М. Сенкова.
Рис. 12. График функций
Рис. 13. Кривые равнопрочного откоса,
построенные по различным методам
1 — по методу В. В. Соколовского; 2 — по ме-
тоду Н. Н. Маслова
z ~ — а
2
У
где m = —
а
Проф. А. М. Сенков член
тогда
Ординаты точек кривой равнопрочного откоса вычисляем по формуле
1 1
2С (1 + sin ср)
а =-------------,
Y (1 — sin ср)
1 |
, „ — ~~т~ обозначил через L
L 2 е'п J
z = —а£ —t/tgep.
Для определения числового значения t, построен график функций
приведенный на рис. 12.
Для нашего примера находим показатель а:
2-1,9(1 + sin 17°)
а =---- 1 --------- = 3,54.
1,95(1—sin 17°)
Задаваясь различными значениями у, определяем т= — . Результаты
подсчетов сводим в табл. 15. По полученным значениям координат у и z
строим кривую 1 равнопрочного откоса (рис. 13).
Второй вариант решения — построение кривой равнопрочного откоса по
приближенному методу проф. Н. Н. Маслова, известного под названием ме-
тода равнопрочного откоса. Этот метод основывается на двух основных пред-
посылках: угол устойчивого откоса для любой горной породы есть угол ее
сопротивления сдвигу (фр); критическое напряжение в толще определяется
37
Таблица 15
У, М а а С по графику (рис. 12) ад tgv и ig ч> z —ас,—у tgtp, м
1 3,54 0,282 0,80 2,83 0,31 0,31 —3,14
2 3,54 0,564 1,00 3,54 0,31 0,61 —4,15
4 3,54 1,13 1,25 4,42 0,31 1,22 —5,64
6 3,54 1,69 1,35 4,72 0,31 1,84 —6,56
8 3,54 2,26 1,47 5,21 0,31 2,45 —7,66
10 3,54 2,82 1,50 5,31 0,31 3,06 —8,37
12 3,54 3,38 1,53 5,41 0,31 3,67 —9,08
14 3,54 3,95 1,55 5,49 0,31 4,28 —9,77
24 3,54 6,77 1,55 5,49 0,31 7,35 — 12,84
равенствам двух главных напряжений, равных весу столба грунта высотой,
равной глубине погружений точки от горизонтальной поверхности грунта.
Коэффициент сдвига Ту является тангенсом угла сдвига фр , т. е.
Са
Fp = %г ,1ли -
р— вертикальная равномерно распределенная нагрузка от сооружения
в кГ/см2 (p=yz);
<рш — угол внутреннего трения грунта в град;
Са —сила сцепления грунта в кГ1см2 или Т/л2.
При построении кривой равнопрочного откоса ординатой z задаются и
определяют угол наклона отрезка поверхности откоса к горизонту а2, равный
углу сдвига фр2, т. е. а2 = фр2.
Вычисляют величину а2 при г = 0; 1; 2; 4; 6; 8; 10. Для каждого значе-
ния г определяют величину а2 при разной нагрузке р = уг.
Подсчитывают
са
^р = ^ч>ш+ —= 1еФРг.
Подставляя числовые значения, вычисляют величину устойчивого угла от-
коса и результаты сводят в табл. 16.
Таблица 16
Z, М т/лг г, т/м2 'й'Рщ Cw , т/м2 Ссо р 4 —=tg р г а — ф г грг
1 1,95 1,95 0,31 1,9 0,975 1,285 52°
2 1,95 3,90 0,31 1,9 0,488 0,798 38,5°
4 1,95 7,80 0,31 1,9 0,244 0,554 29°
6 1,95 11,70 0,31 1,9 0,162 0,472 25,5°
8 1,95 15,60 0,31 1,9 0,120 0,430 23,5°
10 1,95 19,50 0,31 1,9 0,097 0,410 22,5°
12 1,95 23,40 0,31 1,9 0,081 0,391 21,5°
14 1,95 27,30 0,31 1,9 0,070 0,380 21,0°
38
Полученные значения az откладываем на рис. 13, начиная построение
снизу вверх.
Из рнс. 13 видно, что приближенный метод почти совпадает с теоре-
тически строгим методом В. В. Соколовского.
Пример. 2 Определить допустимую крутизну откоса 1 : т-
!•) в глинистом грунте, если известны: Н—6 м; у = 1,95 т/м3, ф=17°; С=
= 1,9 7/л2; Я =1,25.
Пользуясь методом Б. М. Ломизе (см. рис. 11), находим значения
tg <Р
К
0,306
1,25
= 0,245 и
С
КуН
1,9
------:-----= 0,13
1,25-1,95-6
Рис. 14. К примеру расчета крутизны
откоса при наличии сосредоточенной
нагрузки на его поверхности
= 0,462 и
1,25
0,2
=0,0148.
отвечающие условиям предельного равновесия откоса. По графику (см.
рпе. 11) находим: m=0,5: 1 : m = tga = 2, откуда а = 63°30';
2) в песчаном грунте, если
известны: /7=6 ж; у=1,8 т/м3;
гр = 30°; С = 0,2 W; Я =1,25:
tg <р 0,577
К
С
/<уН 1,25-1,8-6
По графику (см. рис. 11) находим
m=l,7; 1 : m=tga=0,538; a =
=30°30'.
Пример. 3. Определить крути-
зну откоса выемки глубиной Н=
= 10 л при наличии нагрузки на
его поверхности Р='2 Т/м2; грунт
глинистый у=1,95 т/м3; ф=17°;
С =1,9 Т/м2.
Воспользуемся приближенным аналитическим методом равнопрочного от-
коса (метод /)>), предложенным проф. Н. Н. Масловым:
У = —~— {tg cpyz -}- С In (tg фр + С) — Cln [tg ф (уг + р) + С]}.
У tg2 ф
Определяем значения постоянных членов формулы:
1
ytg2 ф
1
1,95-0,3062
=5,48 м5/Т;
С In (tg <рр + С)= 1,9-2,31g (0,306-2+ 1,9) = 1,75 Т/лР.
Принимаем г=1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10 м и для этих значений вычисляем
переменные члены формулы. Результаты вычислений сводим в табл. 17. По
данным табл. 17 строим кривую равнопрочного откоса (рис. 14)
Пример 4. Определить расстояние I от бровки откоса котлована до оси
движения транспортных средств (рис. 15) при следующих данных: глубина
котлована /7=4 м; грунт — супесь, <р=25°; угол рабочего откоса 50° (ф+а);
/1=2 м.
В типовых технологических картах на производство земляных работ ме-
ханизированным способом, разработанных государственным институтом Про-
ектгндромеханпзация (Госстройиздат, 1963) для определения расстояния от
бровки откоса котлована до оси движения транспортных средств, рекомендо-
вана следующая формула:
1 _________1
tg <Р tg (ф + а)
/=/т + И
39
где li—расстояние от оси пути до пересечения с линией, образуемой естест-
венным откосом грунта, в м\
И— глубина котлована в м;
<р—угол естественного откоса в град-,
о-— угол между гранью рабочего откоса и гранью естественного откоса
(а=50—25= 25°).
Таблица 17
г, м TZ tgcffz м S- Ьр + io + м 4- м & Ьй tg <P<7Z-|-p)+ С С ln[tg<p(fz4- +Р)+С] Разность данных гр. 4 и 8 5,48 умно- жить на дан- ные гр. 9
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 1,95 0,597 2,35 3,95 1,205 3,105 2,05 0,30 1,64
2 3,90 1,19 2,94 5,90 1,805 3,703 2,31 0,63 3,44
3 5,85 1,79 3,54 7,85 2,400 4,300 2,76 0,78 4,26
4 7,80 2,39 4,14 9,80 3,000 4,900 3,01 1,13 6,20
5 9,75 2,98 4,73 11,75 3,600 5,500 3,22 1,51 8,30
6 11,70 3,58 5,33 13,70 4,200 6,100 3,42 1,91 10,45
7 13,65 4,17 5,92 15,65 4,800 6,700 3,60 2,32 12,70
8 15,60 4,78 6,53 17,60 5,380 7,280 3,75 2,78 15,25
9 17,55 5,37 7,14 19,55 6,000 7,900 3,90 3,24 17,75
10 19,50 5,97 7,72 1 21,50 6,600 ! 8,500 4,05 3,67 20,10
Рис. 15. К расчету расстояния от бров-
ки откоса котлована до оси движения
транспортных средств
Подставляя в формулу числовые значения, получим:
/ = 24-4
,tg25°
____1_
tg 50'
= 7,25 м.
3. РАСЧЕТЫ КРЕПЛЕНИЙ СТЕНОК ТРАНШЕЙ И КОТЛОВАНОВ
Для траншей и котлованов глубиной более 3 м, выполняемых
с вертикальными стенками, должен быть составлен проект креп-
лений с расчетом их элементов. Крепления (подпорные стенки)
рассчитывают на активное давление или напор грунта. Полнре
активное давление несвязного грунта на 1 м ширины стены вы-
сотой Н определяют по формуле
40
Максимальная величина бокового давления на глубине Н
он= Vtftg2(45°--^W
Если на поверхности грунта вблизи ограждения приложена
сплошная равномерно распределенная нагрузка интенсивно-
стью <7 т]м2, то ее условно заменяют слоем грунта высотой h,
при которой давление будет эквивалентно нагрузке, следователь-
/ 9
но. п— —»
Y
Полное давление на 1 м ширины подпорной стенки высотой Н
будет
Q' = ± у (// + й)2 tg2 (45°- Т, м.
Максимальная величина бокового давления на глубине Н
dH = у (Н + й) tg2 (45°--TfM\
а на поверхности грунта
o„ = TMg2 45°—\Т!м\
При наличии на поверхности грунта за стенкой крепления со-
средоточенной нагрузки Р, расположенной на расстоянии а от
бровки выемки, максимальная величина бокового давления от
действия этой нагрузки будет
ЗР а2Н
Q л в
Л (Й2_|_Я8)Д
Общее суммарное давление определяется как сумма давлений
от сосредоточеной нагрузки и от давления грунта в каждой точке.
По суммарным нагрузкам в различных точках по глубине строят
суммарную эпюру давления, которая и будет общей нагрузкой
на крепление.
Пример. Построить эпюру бокового давления на подпорную вертикаль-
ную стенку при следующих данных: р=10 Т\ (р = 20°; у=1,9 т/лг4; д = 6 м\
Н=6 м.
Вычисляем о„ и с'п при 77=0; 1; 2; 3; 4; 5; 6; все вычисления сводим
в табл. 18.
Вначале определим числовые значения постоянных величин:
ytg2 ^45°—-~-
= 1,9 tg2 35° = 0,94;
ЗР
я
3-10
3,14
= 9,56 т.
Полученные значения Он+Он' в зависимости от И наносим на график
(рис. 16) и, соединив точки, получим эпюру бокового давления на подпорнею
вертикальную стенку.
41
Таблица 18
И, м o/f=0,94 Н, т/м2 а2Н (о2+Нг)5/г , 3 Ра2И ан + °н- Т/м2
н • Т/м2
0 0 0 2460 0 0
1 0,94 36 2465 0,140 1,1
2 1,88 72 2510 0,274 2,1
3 2,82 108 2590 0,398 3,2
4 3,76 144 2680 0,515 4,3
5 4,70 180 2790 0,618 5.3
6 5,64 216 2900 0,713 6,4
Полное активное давление связных грунтов на 1 м стенки вы-
сотой Н определяют по формуле
Q = у Я2 tg2 (45°- - 2С | Н tg (45е- у-) ~ у] •
Рис. 16. 1\ примеру построения эпюры
бокового давления на подпорную вер*
тнкальную стенку
Абсцисса эпюры давления грунта на глубине Я
= у Н tg2 (45°- - 2С tg(45°— Т/м*.
Определив по указанным выше формулам давление грунта
на стенку крепления, а по формулам, известным из курса сопро-
тивления материала, — максимальный изгибающий момент и мо-
мент сопротивления, можно подобрать сечение крепежных эле-
ментов: стоек (свай), распорок, досок и др.
42
Примеры расчета креплений траншей и котлованов
Расчет свай. Стенная свая имеет свободный верхний конец, внизу в точ-
ке В имеется упор (рис. 17, а). Расчетные данные: у = 1,6 т/ж3 (песок); угол
естественного откоса <р=30°; трением грунта по стенке пренебрегаем, <ро=О;
высота стенки вертикального ограждения /7 = 3 м; расстояние между сваями
Ь= 1,5 м (рис. 17, б).
Определяем давление грунта на 1 м ширины стены:
Q== -у y№tg2^45° — -у) = -у 1,6-32tg2^45° —-у-) = 2,4 Т/м.
Рис. 17. К расчету свай со свободным верхним
концом и обшивкой боковых стенок
Определяем давление грунта на всю сваю
P = Qb = Q-1,5 = 2,4-1,5 = 3,6 Т.
Максимальный момент, изгибающий сваю, заделанную
ке В, определяем по формуле
Р/ PH 3,6-3
^макс— о — о о —3,6
О О о
Момент сопротивления определяем по формуле
__________________________________^макс
Яп
По табл. 4 СНиП П-В.4-62 с учетом поправки
(табл. 6) принимаем для сосны или ели 160-0,85=136 кГ/см2, где 160 —
расчетное сопротивление сосны и ели на изгиб для бревен, нс имеющих срезок
в расчетном сечении; 0,85 — коэффициент условий работы конструкций.
Подставляя числовые значения в формулу, получим
3600-100
W = ---------= 2650 см3.
136
Принимаем сваю круглого сечения. Для круглого сечения сван момент со-
ле/3
противления Ж=~— > откуда d =
одним концом в точ-
3,6-3
Т-м.
на условия работы
32 W
л
Подставляя числовые значения, определим диаметр сваи
— =30м.
43
Если определенный расчетом диаметр сван по каким-либо причинам неприем-
лем, то можно изменить расстояние между сваями и произвести повторный
расчет.
Определим диаметр свай при расстоянии между ними 6=0,8 м. При этом
давление на всю сваю будет: Р=2,4-0,8=1,92 Т. Максимальный момент, из-
гибающий сваю в точке В,
PH 1 92-3
Л4макс = —— — —— = 1,92 Т<м = 1920 кГ.м — 192 000 кГ-см.
•J о
Момент сопротивления
1 z \ 1 1
I I
—----------—( [
Диаметр сваи
^макс
Ри
192 000
136
= 1410 см3.
= 24 см.
Рис. 18. К расчету свай со
свободным верхним концом
при наличии на поверхно-
сти грунта равномерной на-
грузки
Если имеются бревна диаметром менее 24 см, то нужно еще уменьшить
расстояние b или устанавливать распорки.
При 6=0,5 м, Р=1,2 Г; Л1макс = 120 000 кГ -см.
W=
120 000
136
= 883 см3;
d=
32,883
У 3,14
= 20,8
см.
Рассчитать сваю, забитую в грунт со свободным верхним концом и с рас-
пором в точке В (рис. 18), при наличии нагрузки на поверхности грунта.
Известно, что грунт — песок, у=1,6 т/м3; <р=30°; <р0=0; Н=2 м; 6=0,8 м; Ь=
= 1 м. Для защиты от сползания вынутого грунта в котлован длину сваи при-
нимаем 1=Н+6=2,8 м. Давление грунта на 1 м ширины стены определяем по
формуле
1 / ср \ 1
<2= — Y (Я + 6)2 tg2 145° — -у ) = — ! ,6 (2 + 0,8)2 tg2 зо° = 2,08 Т/м.
Давление на всю сваю Р=2,08 • 1 =2,08 Т.
Максимальный изгибающий момент
Р1 2,08-2,8
ЛДакс = ~~Т~ ~-----о---= 1,94 T-м = 194 000 кГ-см.
о О
Принимаем сваю из сосны
Диаметр сваи
__Ммакс
Яи
194 000
136
= 1430 см3.
, -./ 32-1430 з,--------
d= |/ - — — =у 14 600 =24,4 см.
При 6 = 0,5 м, Р=1,04 т; Л4макс=0,97 Т м; 1F=712 см2; 4=19,4 см.
44
Свая вверху в точке Л и внизу в точке В (рис. 19, а) имеет опоры на
горизонтальные распорки. Определить необходимый диаметр сосновых свай
для крепления вертикальных стенок котлована, не имеющего нагрузки на
поверхности грунта, п для случая, когда на поверхности грунта равномерно
размещается вынутый из котлована песчаный грунт: 6=0,8 м, у=1,6 т/м3;
tp = 30°; Н=3 л; 6 = 1 м.
1-й случай: поверхность грунта свободна от нагрузок:
Q= № у tgs ^45° — = 0,5-32-1,6-0,333 = 2,4 Т/м;
P = Q6 = 2,4-1 =2,4 Т; R„ = 160-0,85 = 136 кГ/см2.
Рис. 19. К расчету распорки свай, имеющих опоры на
верхнюю и нижнюю горизонтальные распорки
Сваю рассчитываем на изгиб как балку, лежащую на двух опорах, с на-
грузкой, распределенной по треугольнику (рис. 19,6). Максимальный мо-
мент, изгибающий балку:
7Имакс = 0,128Р/ = 0,128-2400-300 = 92 160 кГ-см;
Ммакс 92 160 „
W = макс_ = --------- = б77 8
R« 136
32-677
------ =19 см.
3,14
2-й случай: на поверхности грунта равномерно распределен вынутый уп-
лотненный грунт слоем 6=80 см. Длина сван принята с учетом защиты от
сползания грунта в котлован.
<2= ~ (Н + 6)2 у tg2 / 45° —
= 0,5-3,8«-1,6-0,333 = 3,84 Т/м;
2 /
Р = Qb = 3,84-1 = 3,84 Т;
М(.акс = 0,128Р/ =0,128-3840-3,80= 187 000 кГ-см;
= ^акс 187000
R 136
d=
32-1370
^лг=24 см-
Расчет распорок между сваями. На распорку (рис. 19, а) будет пере-
даваться опорная реакция от давления грунта и сжимать ее.
Сжимаемые распорки рассчитывают согласно СНиП П-В.4-62 на проч-
TV /V
ность по формуле —---- < Rc и на устойчивость по формуле--------< Rc,
Fнетто fFрасч
где Rc — расчетное сопротивление древесины сжатию вдоль волокон
в кГ/см2;
f— коэффициент продольного изгиба, определяемый по формулам
(7) и (8) или по графику (рис. 3) СНиП II-B.4-62;
/нетто—рабочая площадь поперечного сечения элемента в см2;
•Ррасч—расчетная площадь поперечного сечения в см2;
N — нагрузка на распорку в кГ.
Рассчитать верхнюю в точке А и нижнюю в точке В распорки, если Q=
= 2,4 Т/м; ширина траншеи Zo = 2 м.
На распорку будут передаваться опорные реакции от давления грунта,
величину которых определяем по формулам для балки, свободно опертой по
концам, при нагрузке, распределенной по треугольнику:
12 4
в точке A NА = —- Р — —т— =0,8 Т;
О о
2 2-2 4
в точке В NB= — Р — —= 1,6 Т.
О о
Т?с = 130 кГ/см2 (вдоль волокон) по СНиП П-В.4-62 табл. 4 с учетом ко-
эффициента условий работы распорок (0,85 по табл. 6 СНиП II-B.4-62), сле-
довательно, расчетное сопротивление древесины сжатию 7?с = 130-0,85 =
= 110 кГ/см2. Определяем сечение распорки;
в точке А
800
Ввело— D — =7,27 см2;
Г\С 1 1 U
в точке В
Рд 1600
Fнетто — п — — 14,55 СМ2.
i\Q 1 1U
Принимаем круглое сечение распорок и определяем диаметр:
в точке А
в точке В
4-7,27
——— =3,04 см;
3,14
/ 4-14,55
V 3,14
= 4,4 см.
d =
Проверим полученные распорки на устойчивость.
Определяем гибкость элементов по формуле
где
10— расчетная длина элемента /с=2 м;
г— радиус инерции сечения элемента,
определяемый по формуле
46
/бр> fcp -момент
мента.
Для круглого
инерции и площадь поперечного сечения брутто эле-
сечения /бР = ~т7—=0,05 d4. В точке A Jnv =
Л 4,27 200
=0,05 • 3,044 = 4,27 см4; fop=7,25 см2; г= \/ 7Г~~ =0,765 см; Х= =
\/ 7,25 0,765
т [ 18,74
=262>75. В точке ВУ6р=0,05 -4,44=18,74 ел4;/?Ср= 15,2 см2;г= \
г 15,2
200
= 1,1 см; Х= — = 180>75.
В СНиП II-B.4-62 при гибкости элемента ?. < 75 рекомендуется вести рас-
/ X V
четы по формуле [=1—0,81 ) , а при гибкости элемента А.>75 — по
3100
формуле /= 2". В нашем случае 7 >75, следовательно, в точке А [=
3100 3100
=------ =0,045, в точке В f— ~ =0,096.
2622 ' 1802
N
По формуле —-— проверяем устойчивость распорок:
/сбр
800 1600
В ТОТКе ЛТд45^2? =1620110, а в точке В =1110110.
Проверка показала, что полученные по расчету на прочность распорные
элементы неустойчивы, как в точке В, так и в точке Д. Принимаем диаметр
распорок в точках А и В d=8 см и проверим их на устойчивость.
В точке A Fgp = = 50,2 см2; =0,05d4 — 205 см4;
г = ”1/ ----- = 2,03 см;
I 50,2
Л 200
~ 2,03
= 98,5; / =
_3100^
98,52
= 0,32;
Rc =-----—— = 50 < 110.
с 0,32-50,2
В точке В
Вбр = 50,2 см2; /бр = 205 см4; г = 2,03 см;
Х = 98,5;
/ = 0,32; Дс =
-2^-= юо <110.
0,32-50,2
Следовательно, принятые распорки d=8 см надежны по прочности п устойчи-
вости.
Расчет анкерных свай. Известно, что расчетная высота стенки /1=3 м;
расстояние между сваями 6=1,5 м; анкерные схватки закреплены от верха
стеновой сваи на расстоянии /1=1 м (рис. 20, а); у=1,6 т/м3; (р=30°.
Определяем давление грунта на 1 м;
Q = 2-удг tg2 ^45° — -|-) = 2-1,6-32-0,333 = 2,4 Т,м.
Полная нагрузка на сваю P=Qb=2,4 • 1,5=3,6 Т. Эта нагрузка распределит-
ся по высоте сваи по закону треугольника с основанием:
Р' = V/7 tg2 ^45° — -у)6 = 1,6-3-0,333-1,5 = 2,4 Т или
47
IP
н
2-3,6
3
= 2,4 T.
Сваю в данном случае можно рассматривать как свободно лежащую
балку на двух опорах (рис. 20,6).
Найдем усилие /?л, воспринимаемое анкерной схваткой:
3-3,6
3/2 ~ 3-2
= 1,8 Т.
Рис. 20. К расчету анкер-
ных свай
Изгибающий момент в сечении С—С (рис. 20, б)
„„ Р'(х+11)3 , 2,4 (х+1)3
Ммакс = —--- = 1,8х —------= 1,8 х — 0,133 (х + 1)з.
6Н 6-3
Максимальный изгибающий момент будет там, где перерезывающая сила
Q=0 или х определится из условия
dM
— = 1,8-3-0,133 (х+ I)2 = 0,
откуда
1,8
3-0,133
— 1 = 1,12л».
Наибольший изгибающий момент будет:
Ммакс = 0,133(1,12+ 1)3- 1,8-1,12 = 0,77 Т• м = 77 000 кГ• см;
48
№нзг —
Ммакс
Ru
77 000
ПО
= 700 см3;
32-700
------ = 19,3 см.
л
Так как круглая свая имеет врезки, RK принимаем равным: 7?и = 130 • 0,85 =
= 110 кГ/см2.
Расчет анкерных схваток. Анкерные схватки соединяют со стенными
•сваями хомутами из полосовой стали размером 5X60 мм и закрепляют дву-
мя болтами диаметром 20 мм (1-й вариант, рис. 21, о). Наиболее слабое мес-
то в схватке — место смятия дерева болтами. Растягивающее усилие Ra —
= 1,8 Т. Площадь смятия дерева болтами: Гсм=2<йсхв, где dCXB—диаметр
круглой деревянной схватки; принимаем <7схв = 10 см; d— диаметр болтов.
Подставляя в формулу числовые значения, получим FCM=2'2-10 =
= 40 см2.
Определяем напряжение в деревянной схватке на смятие торца:
Rcm
Ra
Fcm
----- = 45 кГ'см2.
40
По СНиП II-B.4-62 (табл. 4) расчетное сопротивление древесины (сосны и
ели) на сжатие и смятие вдоль волокон RCM принимаем равным 130 кГ!см2.
Принимая по табл. 6 СНиП П-В.4-62 коэффициент 0,85, учитывающий усло-
вия работы, определим допускаемое напряжение на смятие /?см’0,85=
= 130-0,85=110 кГ[см2, что значительно превышает расчетное напряжение
/?'см=45 кГ/см2. Определяем площадь смятия сваи стальным хомутом.
F^.M= 10-6 = 60 сж2,
1800
6Q ~ =30 кГ!см2.
где 6 — ширина полосы в см;
10 — диаметр схватки в см.
Ra
Напряжение дерева на смятие Rcn= —-—
Лсм
По СНиП П-В.4-62 (табл. 4 и 6) допускаемое напряжение на смятие под
шайбами м = 40 • 0,85=34 кГ/см2, что больше фактического 30 кГ{см2.
Проверим работу хомута на растяжение. Площадь хомута, работающего на
растяжение под действием силы Fa = 1800 кГ;
Fhctto = 2-0,5 (6—2) = 4 см2.
,, R„ 1800
Напряжение на растяжение в хомуте Rp = —— =—-—=450 кг/см2.
Rнетто *
По СНиП II-A. 10-62 нормативное сопротивление растяжению стали марки Ст.З
принимаем 2300 кГ/см2; с учетом коэффициента условий работы материала
/?р=2300 • 0,8= 1840, что значительно превышает расчетное напряжение
/?'р = 450 кГ/см2.
Анкерные схватки соединяют со стенной сваей при помощи двух полу-
круглых деревянных пластин dn=22 см и болта диаметром 2 см (2-й вари-
ант— рис. 21, б).
Проверяем болты на срез по формуле
лО2
Ra = 2 4 Rep •
откуда
~ 2лО2
4-1800
2-3,14-22
= 287 к.Г!см2.
4—979
49
По СНиП П-А.10-62 для болтов допускается
R'p = 2400-0,9.0,65 = 1400 кГ/см*.
где 2400— нормативное сопротивление (/?“ в кГ/см2) растяжению болтов из
стали марки Ст.З;
0,9—коэффициент однородности;
0,65—коэффициент условий работы.
Площадь смятия древесины сваи болтом при врубке схваток в сваю на
глубину 2 см при диаметре сваи 19,3 см: Fc„ = (19,3—2-2)2 = 31,6 см2, напря-
жение на смятие поперек волокон
R
''СМ — г,
Г СМ
1800
—- = 57 кГ/см2.
31 ,0
По СНиП П-В.4-62 допускается напряжение на смятие поперек волокон
Р'см = 30 • 0,85=25,5 кГ/см2, что значительно меньше фактического. Таким
образом, второй вариант соединения анкерных схваток в данном случае не-
пригоден.
Расчет обшивки боковых стенок. Расчет ведем при допущении, что дав-
ление грунта на стенку распределяется по треугольнику. Для упрощения
принимаем, что нижняя доска нагружена по закону прямоугольника с осио-
нованнем ома1!С=уц(/7+/1) и высотой, равной высоте пластины d, где /г=
= tg2^45°-----=0,333.
Давление на пластину (см. рис. 18)
р = Омаке d = т (И + h) nd кГ'М,
где d— высота пластины в м.
Рассматривая пластину как балку, лежащую на двух опорах с равно-
мерно распределенной нагрузкой, определяем максимальный момент, изги-
бающий пластину:
Pb2 ynb2 d
44Макс = „ — (Н + Л) ~ 100.
о о
Принимаем H + /i = 3,8 м, Ь=1 м, rf = 0,l м.
Получим
Ммакс •— 3,8
1600-0,333-Р-0,1
8
100 = 2530 кГ-см.
Момент сопротивления W= —
Рч
По СНиП 1I-B.4-62 /?„—130 - 0,85=110 кГ/см2,
где /?и— расчетное сопротивление древесины (сосны
в кГ/см2;
0,85-—коэффициент условий работы.
и ели)
па изгиб
Подставляя цифровые значения, получим
2530
ПО
= 23 с.и3.
Принимаем обшивку из досок шириной d= 10 см и определяем толщину дос-
ки t из уравнения
td2 100/
W = — =----------= 23 см3;
6 6
50
23-6
t —-----= 1,38 см = 2 см.
100
Если для обшивки используют длинные доски, которые опираются на не-
сколько стоек, тогда доски рассчитывают как балку, лежащую на многих
опорах и загруженную равномерно распределенной нагрузкой.
Максимальный момент, изгибающий доску, Л1макс=0,08РЬ2,
где Р — Омаке d = 16 000-3,8-0,333-0,1 = 201 кГ/М.
Ммакс = 0,08-201 • 1,02-100 = 1610 кГ-см\
Л4макс 1610
U7 = =. = 14 6 смз;
/?и 10
6-14,6
Й7-6 _____
t ------—---------= 0,88 « 1 см.
100 100
4. ОСОБЕННОСТИ РАЗРАБОТКИ МЕРЗЛЫХ ГРУНТОВ
Мерзлые грунты разрабатывают: взрывным способом, раз-
личными механическими способами, оттаиванием (огнем, элект-
рическим током, паром, водой и другими теплоносителями). При
разработке мерзлых грунтов чаще всего имеют место следующие
травмы рабочих: ушибы отлетающими кусками мерзлого грун-
та, ожоги и поражения электрическим током, а также возможны
поражения людей и разрушения зданий или сооружений воздуш-
ной ударной волной.
В целях устранения опасности травмирования людей воздуш-
ной ударной волной, возникающей при взрывных работах, люди
должны быть выведены от места взрыва на расстояние, которое
определяют по формуле
гЕ = ю]/?м,
где q — вес взрываемого заряда ВВ в кг.
При рыхлении мерзлых грунтов при глубине промерзания от
0,5 до 3 м рекомендуется принимать: глубину шпура от 0,45 до
2,7 м (0,8—0,85 толщины мерзлого грунта); расстояние между
зарядами от 0,8 до 1,6 м, между рядами от 0,6 до 1,3 м\ вес за-
ряда от 0,2 до 4 кг. Безопасное расстояние при действии воздуш-
ной волны будет от гв=10 У 0,2 = 4,5 м до гв = 10 ] 4 = 20 м.
Однако в целях обеспечения безопасности «Едиными правилами
безопасности при взрывных работах» рекомендуется выводить
всех люден на расстояние не менее 200 м.
При рыхлении грунтов в непосредственной близости от зданий,
сооружений и механизмов, находящихся в зоне разлета кусков
грунта, а также в черте населенных пунктов, взрываемая пло-
щадь должна быть прикрыта от разлета кусков грунта защит-
ными матами, металлическими сетками или деревянными щи-
тами.
4* 51
Безопасные расстояния при действии воздушной ударной
волны на здания определяют по формуле
Яв = R.Vq,
где RB — расстояние, на котором воздушная ударная волна
взрыва теряет способность наносить поражения задан-
ной интенсивности;
q—вес взрываемого заряда ВВ в кг-,
КЕ— коэффициент пропорциональности.
принимается для пяти степеней интенсивности разрушений
и условий взрыва: для зарядов на поверхности земли и при пол-
ном отсутствии повреждений (1-я степень) Кв = 50 : 150; при
случайном повреждении застекления (2-я степень) 7(в = 20-^30;
при полном разрушении застекления, частичном повреждении
рам, дверей, нарушении штукатурки (3-я степень) /<п = 6-т-8; при
разрушении внутренних перегородок, рам, дверей, сараев
(4-я степень) КЕ = З-г-4; при проломе прочных кирпичных стен,
повреждении железных дорог и мостов (5-я степень) Л’в = 1,5.
Если склад ВВ обваловать землей, тогда коэффициент Кг,
принимают: для 1-й степени 10—50; для 2-й степени 10—15;
для 3-й степени 3—5: для 4-й степени 1,5—2.
Пример. Определить безопасное расстояние от открытого склада на
200 кг ВВ до строительной площадки, где имеются санитарно-бытовые по-
мещения.
Так как на строительной площадке работают люди, а поэтому даже при
случайном повреждении стекол возможно травмирование людей, принимаем
1-ю степень безопасности (7(в = 50) и определяем расстояние от территории
строительной площадки до склада В В
RB = Кв = 501^200 = 706 .и;
с учетом обвалования
/?,. = 101^200= 142 м.
При разрушении мерзлых грунтов ударной нагрузкой в це-
лях предупреждения травмирования разлетающимися кусками
грунта правилами безопасности не разрешается находиться лю-
дям в радиусе 50 м от места работ.
Дальность разлета кусков мерзлого грунта весом до 1 кг
можно определить по формуле канд. техн, наук Д. В. Коротеева
v/ sin 2aj
I —----------м,
g
где cq—начальный угол разлета кусков мерзлого грунта, опре-
деляется по формуле: а° =200—2,1 а°;
а"— угол направления падения клин-молота;
v0—начальная скорость разлета кусков грунта в м/сек.
По данным работ Д. В. Коротеева, при разрушении мел-
кого песчаного грунта при температуре —3,7°С и влажности
52
U)=18,5% v0 можно принимать от 10 до 21 м/сек в зависимости
от угла направления, высоты падения и веса клина-молота,
а также качества грунта (физико-механических свойств).
Значение v0 можно определять по графику (рис. 22), состав-
ленному по экспериментальным данным, полученным Д. В. Ко-
ротеевым.
Рис. 22. График изменения начальной
скорости разлета кусков мерзлого грун-
та весом до 1 кг при различных углах
направления падения клин-молота ве-
сом Р и высоте падения Н
1 — Р—1500 кг, Н=4 м; 2 — Р=2500 кг, Н=5 м;
3— Р=3500 кг, //=5,5 м (грунт — пески влаж-
ностью 18,5%, температура минус 3,7° С)
Пример. Определить максимальную дальность разлета кусков мерзлого
песчаного грунта при разрушении клин-молотом весом /*=3500 кг, падающим
с высоты // = 5,5 м под углом к горизонту а°=65°. Влажность грунта 18,5%,
/=—3,7 С.
По графику (кривая 3 рис. 22) определяем пс=23,6 м/сек.
Известно, что sin 2а, =2 sin а, • cos сф; а, ==200—2,1 •65=63°30'; sin 2щ —
=2 -0,89-0,45=0,8.
Подставляя полученные числовые значения в формулу
о , °
ц, sin 2а,
/ = —--------,
g
получим
, 23,62-0,8
^65 — о П1 — 45,5 м •
9,81
При а=80°: 0^200—2,1 • 80=32°; sin 2ai =2 • 0,53 - 0.85 =0,9; по
(рис. 22) v0= 13,1 м/сек.
, 13,12-0,9
‘so =—9~81— = 15,75 М'
Полученная расчетом
грунта дает возможность
максимальная дальность разлета кусков
установить границы опасной зоны.
графику
мерзлого
53
III. ЭЛЕКТРОБЕЗОПАСНОСТЬ HA СТРОИТЕЛЬНОЙ
ПЛОЩАДКЕ
1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ ЭЛЕКТРОБЕЗОПЛСНОСТИ
НА СТРОИТЕЛЬНОЙ ПЛОЩАДКЕ
Поражающее действие электрического тока на организм че-
ловека зависит от параметров электрической цепи (напряжение,
сопротивление тела человека и других участков электрической
цепи, частота, род, величина и продолжительность действия то-
ка) и условий окружающей среды в этот момент (температура
и влажность воздуха, атмосферное давление, проводимость по-
лов и грунта, наличие токопроводящей пыли, оборудования и
конструкций, электрически соединенных с землей, а также хими-
ческих реагентов, разрушающих изоляцию, и пр.).
По опасности среды с точки зрения поражения человека
электрическим током все помещения подразделяют на три
группы:
помещения с повышенной опасностью, характеризующиеся
наличием одного из условий, создающих повышенную опасность:
сырое помещение с относительной влажностью воздуха, дли-
тельно превышающей 75%; пыльные помещения, в которых по
условиям производства выделяется такое количество пыли, что
она оседает на проводах, проникает внутрь аппаратов, машин
и т. д.; помещения с токопроводящими полами; жаркие помеще-
ния, в которых температура длительно превышает 30° С; помеще-
ния с возможностью одновременного касания человеком элект-
рически соединенных с землей металлических конструкций, ап-
паратов, машин и др., с одной стороны, и металлических частей
электроустановок, с другой;
особо опасные помещения, характеризующиеся наличием
признаков, создающих особую опасность: особо сырые помеще-
ния, в которых относительная влажность воздуха близка к 100%
(потолок, пол, стены, предметы покрыты влагой); помещения
с химически активной средой, разрушающей изоляцию и токове-
дущие части электрооборудования; одновременное наличие двух
пли более условий, создающих повышенную опасность;
помещения без повышенной опасности, в которых отсутству-
ют признаки, создающие повышенную и особую опасность.
К токопроводящим полам относят металлические, грунтовые,
сырые деревянные, торцовые и кирпичные полы, сырые бетонные
полы по грунту и железобетону и другие полы сходных конст-
рукций, сопротивление которых менее 10 000 ом.
При работе в помещениях с повышенной опасностью прави-
лами техники безопасности предусматривается применять руч-
ной электрифицированный инструмент, местные и переносные
.54
источники освещения на напряжение не выше 36 в. При работе
в особо опасных помещениях напряжение местных и переносных
источников света должно быть не выше 12 в, а при применении
ручного инструмента (на напряжение 36 в) предусматривается
обязательное использование диэлектрических перчаток, бот, ков-
риков и других индивидуальных защитных средств.
При невозможности использовать электроинструмент на на-
пряжение 36 н в помещениях с повышенной опасностью допу-
скается использовать инструмент на напряжение 127 или 220 вг
но с обязательным применением индивидуальных защитных
средств и заземлением корпуса инструмента.
При работе на строительной площадке вне помещений при
сщенке опасности поражения электрическим током руководству-
ются изложенными признаками, создающими повышенную и осо-
бую опасность. Так, работа на открытой строительной площадке
с электроинструментом на 36 в допускается только при отсутст-
вии дождя. При работе в металлических емкостях, траншеях,
туннелях допускается использовать переносные источники света
на напряжение не выше 12 в. Электропрогрев грунта и бетона,
сварка арматуры и бетонирование, а также работа на земснаря-
дах и других плавучих средствах и прочие сходные по призна-
кам опасности работы относят к особо опасным.
При эксплуатации электроустановок, работающих от сети на-
пряжением, большим указанных пределов, основными причина-
ми электротравматизма являются: прикасание или приближение
к токоведущим частям электроустановок; прикасание к нетоко-
ведущим металлическим частям электроустановок и устройств,
случайно оказавшихся под напряжением вследствие неисправно-
стей; касание вторичных низковольтных сетей в случае перехода
высокого напряжения на низкую сторону в трансформаторах
и отсутствия соответствующей защиты.
К мерам, исключающим возможность электротравматизма по
этим причинам при использовании электроэнергии на строитель-
ной площадке, относятся:
исключение возможности прикасания или приближения
(в высоковольтных установках) к токоведущим частям электро-
установок;
защита нетоковедущих частей электрооборудования и элект-
роустановок, которые могут оказаться под напряжением в слу-
чае замыкания фазы на нетоковедущую часть;
защита на случай перехода высокого напряжения в низко-
вольтную сеть.
Так как указанные общие меры защиты не обеспечивают
безопасности лиц, обслуживающих электроустановки, при вы-
полнении ремонтных и профилактических работ на электроуста-
новках, эти лица должны быть обеспечены индивидуальными за-
щитными средствами (диэлектрические перчатки, боты, галоши,
коврики), специальным инструментом с изолирующими ручками
и приборами для обнаружения тока (указатели напряжений
с неоновой лампой и пр.). Для исключения возможности прика-
сания и приближения к токоведущим частям электроустановок
последние располагают на недоступной высоте или надежно изо-
лируют пли укрывают. Сопротивление изоляции аппаратов, вто-
ричных цепей, электропроводок и других частей электроустано-
вок относительно земли и между проводами и обмотками долж-
но быть не менее величин, указанных в соответствующих пара-
графах «Правил устройства электроустановок» (ПУЭ, §1-8-13,
1-8-34 и др.). Этими правилами величина сопротивления изоля-
ции электроустановок устанавливается в зависимости от рода
тока и номинального напряжения и подлежит периодической
проверке путем измерений, а в ряде случаев и испытаний повы-
шенным напряжением.
Большую опасность представляет прикосновение человека
к открытым токоведущим частям электроустановок. Наиболее
опасным считается двухфазное прикосновение, когда человек ка-
сается двух линейных проводов и попадает под напряжение меж-
ду этими проводами. При однофазном прикосновении (фаза —
земля) опасность поражения зависит от напряжения, величины
утечек тока в землю с других фаз, сопротивления тела человека
и сопротивления растеканию тока в грунт, а также режима ней-
трали. Ввиду возможности значительных утечек тока с других
фаз вследствие снижения омического и индуктивного сопротив-
ления изоляции проводов относительно земли случаи однофаз-
ного прикосновения принято также считать смертельно опасны-
ми для человека.
При пробое тока на корпус электроустановки и отсутствии
защиты нетоковедущих металлических частей стоящий на зем-
ле (токопроводящем полу) человек практически попадает в ус-
ловия, соответствующие однофазному подключению. Для исклю-
чения поражения человека электрическим током в этом случае
необходимо устройство защиты нетоковедущих частей электро-
установок на случаи пробоя фазы на корпус или другие нетоко-
ведущие части электроустановки. Для предотвращения электро-
травматизма в этом случае используют следующие системы за-
щиты: заземление электроустановок, выравнивание потенциалов,
автоматическое отключение.
Па рис 23 приведена схема защитного заземления в уста-
новках на напряжение до 1000 в с изолированной нейтралью.
Сущность идеи защиты путем заземления электроустановки
заключается в снижении напряжения корпуса установки отно-
сительно земли в случае пробоя фазы на корпус до безопасной
величины.
Рассмотрим схему защиты, приведенную на рис. 23. При
пробое на корпус электроустановки электрический ток через за-
земляющее устройство и человека, касающегося корпуса, пой-
дет в землю. На заземляющем устройстве нулевой точки источ-
56
ника тока установлен пробивной предохранитель, который не
пропускает ток, создаваемый низковольтной сетью. Следователь-
но, возвращение тока в трансформатор (источник тока) возмож-
но лишь через другие фазные провода, обладающие определен-
ной проводимостью относительно земли (вследствие омических
и индуктивных утечек тока, характеризуемых обратной величи-
ной — сопротивлением изоляции провода относительно зем-
ли — Диз).
Рис. 23. Принципиальная схема заземления электроустановок на
напряжение до 1000 в с изолированной нейтралью
1 — заземляющее устройство; 2 — пробивной предохранитель
Для простоты рассмотрим возможную электрическую цепь,
возникающую в этом случае при наличии утечек с одной из фаз
(см. пунктир на рис. 23). Так как расчетное сопротивление тела
человека (1000 ом) много больше по условиям защиты сопро-
тивления заземляющего устройства, то при параллельном вклю-
чении этих проводников общее сопротивление корпуса установ-
ки относительно земли практически не меняется, т. е. опреде-
ляется сопротивлением заземляющего устройства. Так, при
наибольшем сопротивлении, допустимом по условиям безопасно-
сти для заземляющего устройства 10 ом, общее сопротивление
корпуса относительно земли составит
,, 1000-10 пп
Д„ =------------- = 9,9 ом,
v 1000 + 10
т. е. разница практически не превышает 1%. Следовательно, на-
пряжение корпуса относительно земли определяется сопротив-
лением заземляющего устройства, сопротивлением изоляции
другой фазы относительно земли (ДИз) и номинальным напря-
жением между этими фазами (сопротивление корпуса установки
S7
практически равно нулю) и может быть определено по следую-
щим зависимостям:
Л = —и UX=LR3= Ул/?3 ,
Ц Яз + Яиз Ц Яэ + Яиз
где Ux — напряжение корпуса относительно земли в в;
/ц—сила тока в возникшей цепи при пробое одной фазы
на корпус и утечке тока с одной из других фаз в а;
R3— сопротивление заземляющего устройства в ом\
1УЛ—линейное напряжение в в.
Из приведенных выражений видно, что при уменьшении соп-
ротивления изоляции других фаз относительно земли повышает-
ся напряжение на корпусе установки относительно земли и воз-
никает опасность поражения электрическим током при пробое
одной фазы на корпус даже при наличии заземления. Из этих
условий вытекает необходимость жестких требований к сопро-
тивлению изоляции проводов. Величина наибольшего допускае-
мого сопротивления заземляющих устройств при использовании
систем защитного заземления приведена в табл. 19.
Таблица 19
Характеристика установки
Наибольшее допускаемое сопро-
тивление заземляющих устройств
в ом
Установки на напряжение более 1000 в с
малыми токами замыкания на землю без
компенсации емкостных токов:
если заземляющее устройство исполь-
зуется одновременно для электроустано-
вок на напряжение до 1000 в
если заземляющее устройство использу-
ется только для электроустановок на
напряжение более 1000 в
Установки па напряжение до 1000 в:
при мощности генераторов и трансфор-
маторов 100 кв- а и менее
при большей мощности
Примечание. /3— ток замыкания на землю
щего устройства растеканию тока замыкания в ом.
125
Ra— — , но не более 10 при
'з
мощности трансформатора
менее 100 кв • а и 4 при боль-
шей мощности
250
/?з=~— , но не более 10
'з
10
4
я a; R 3— сопротивление заземляю-
Ток замыкания на землю определяют путем измерений. При
невозможности измерить ток замыкания можно приближенно
определить по следующим формулам:
для кабельных сетей /3= 1к ;
58
для воздушных сетей /3 — ;
.. , ил (35/к 4- /Б)
для смешанных сетей = —————,
350
где — линейное напряжение сети в кв;
1К— общая длина кабельных линий, питающихся от данно-
го источника тока, в км;
1Ъ — общая длина воздушных линий, питающихся от данно-
го источника тока, в км;
4 — ток замыкания на землю в а.
Рис. 24. Принципиальная схема заземления электроустановок на
напряжение до 1000 в с глухозаземленной нейтралью (зануление)
В сетях с глухозаземленной нейтралью защита нстоковсду-
щих частей установок, которые могут оказаться под напряжени-
ем относительно земли в случае пробоя фазы на нетоковедущую
часть, осуществляется путем присоединения защищаемых частей
электроустановок к многократно заземленному нулевому про-
воду.
На рис. 24 приведена употребляемая в этом случае схема
защиты (зануление). Основная идея защиты заключается в бы-
стром отключении аварийного участка в результате сгорания
плавких предохранителей или срабатывания автоматов защиты
в результате возникающего тока короткого замыкания. Рассмот-
рим схему, приведенную на рис. 24. Предположим, что одна из
фаз пробила на корпус установки (показано стрелкой). Так как
нулевой провод соединен с корпусом установки, то между пов-
режденной фазой и нулевым проводом через корпус установки,
сопротивление которого может быть принято равным нулю, воз-
никает короткое замыкание и величина тока в этой цепи много-
59
кратно возрастает. Ток короткого замыкания может быть выра-
жен следующей зависимостью:
/ ___
7к.з — . >
г0 +
где г0— полное сопротивление нулевого провода в ол;
Гф — полное сопротивление фазного провода в ом;
L/ф—фазное напряжение в в.
Для того чтобы обеспечить в этом случае надежное отключе-
ние аварийного участка, необходимо выполнить следующее ус-
ловие:
Лс.з ЛЛт.Щ
где 7Н.П—номинальный ток плавкой вставки или ток уставки
расцепителя автомата в о;
К.— коэффициент, принимаемый равным:
не менее 3 — при защите плавкими вставками
и автоматами, имеющими расцепители с обратноза-
висимой от тока характеристикой;
не менее 1,25 — при защите автоматами, имеющи-
ми только электромагнитный расцепитель.
При неправильном подборе плавких предохранителей или об-
рыве нулевого провода защита не сработает и человек, коснув-
шийся корпуса, окажется в опасном положении. Для исключения
опасности и снижения напряжения между корпусом и землей,
так же как и в системе защитного заземления, сопротивление
устройств, заземляющих нулевой провод, должно быть неболь-
шим и не превышать величин, указанных в табл. 20, а нулевой
провод должен заземляться при помощи повторных заземляющих
устройств (на рис. 24 — /?,,) через каждые 500 лив конце ответ-
влений длиной более 200 м.
Таблица 20
Характеристика установки
Наибольшее допускаемое сопро-
тивление заземляющих устройств
в ом
Установки на напряжение более 1000 в .
Установки на напряжение до 1000 в:
заземление нейтрали генераторов и
трансформаторов мощностью 100 кв-а
н ниже (/?3)........................
то же, мощностью более 100 кв-а . .
повторное заземление нулевого провода
при мощности трансформатора 100 кв- а
и менее............................
то же, при мощности более 100 кв • а
Не более 0,5
10
4
30 при количестве заземлений
не менее трех
10
60
Переход высокого напряжения на сеть низкого напряжения
возможен в случае пробоя изоляции в трансформаторах. Ис
пользуемые в этом случае способы защиты зависят от режима
нейтрали.
Если нейтраль сети напряжением более 1000 в заземлена, то
пробой тока на сеть напряжением до 1000 в или замыкание на
землю вызовет работу защиты и отключение трансформатора.
В сетях напряжением более 1000 в с изолированной ней-
Рис. 25. Схемы заземления корпуса и вторичных обмоток понижающих
трансформаторов, включенных в сеть переменного тока напряжением
380 и 220 в
а. — однофазный трансформатор; б — трехфазный трансформатор со схемой «звезда —
треугольник»; в — трехфазный трансформатор со схемой «звезда—звезда»; / — кор-
пус трансформатора; 2 — заземляющий зажим
тралью защиту низковольтной сети осуществляют путем зазем-
ления нейтрали низковольтной сети:
в сети напряжением до 1000 в с изолированной нейтралью
путем заземления нейтрали или фазы через пробивной предохра-
нитель;
в сети напряжением до 1000 в с глухозаземленной нейтралью
заземляющие устройства нейтрали являются защитными устрой-
ствами на случай пробоя высокого напряжения при выполнении
условия
Г> 125 .
/?3 <---< 4 ом,
I 3
где /3—емкостной ток однофазного замыкания па землю на
стороне высокого напряжения в а.
При использовании понижающих трансформаторов в сетях
напряжением до 1000 в корпус трансформатора и вторичная об-
мотка должны быть заземлены. Схемы заземления в этом случае
приведены па рис. 25.
Электроинструмент, питаемый от понижающих трансформа-
торов, следует подключать в соответствии со схемами, приведен-
ными на рис. 26. Электроинструмент следует подключать при
помощи штепсельных разъемов, имеющих специальный контакт
для присоединения заземляющего проводника. Конструкция
разъема должна исключать ошибочное включение этого контак-
та в гнездо фазы и включение фазы в гнездо для заземляющего
контакта.
61
Рис. 26. Схемы заземления
электроинструмента, питае-
мого от понижающих транс-
форматоров
а — однофазного тока при напряже-
нии 36 в; б — то же. при напряже-
нии более 36 в; в трехфазного то-
ка при напряжении 36 в; г — го же.
при напряжении более 36 в; 1 — за-
земляющий зажим; 2— заземляю-
щий провод; 3—крепление зазем-
ляющей жилы к корпусу электро-
инструмента
Рис. 27. Заземление корпуса однофаз-
ных электроустановок, включенных на
фазное напряжение в четырехпровод-
ную есть
1 — электроинструмент; 2 — шунтирующая пе-
ремычка
62
В случае подключения в четырехпроводную сеть однофазных
приборов (при их включении на фазное напряжение) следует
учитывать рекомендации, приведенные на рис. 27.
2. УКАЗАНИЯ ПО УСТРОЙСТВУ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СЕТЕЙ
Электрические сети должны быть безопасными. Для обеспе-
чения их безопасной эксплуатации необходимо правильно опре-
делить способы прокладки электрической сети и ее участков,
правильно выбрать провода и кабели в соответствии со способом
прокладки и условиями среды, в которой будет осуществляться
их эксплуатация.
Электрические сети состоят из воздушных линий электропере-
дачи (ЛЭП), кабельных линий и электропроводок. Особенностью
строительных площадок является наличие большого количества
переносных участков электросети, при помощи которых переда-
ют электрическую энергию от инвентарных распределительных
устройств (подключатсльных пунктов) к передвижным механиз-
мам, оборудованию и установкам. Ввиду наличия повышенных
механических воздействий и влияния изменяющихся условий
среды к этим участкам сети предъявляют повышенные требо-
вания.
Для питания трансформаторных подстанций, а также строи-
тельных машин с высоковольтным приводом наиболее часто ис-
пользуют сети напряжением 6—10 кв. Для питания силовых
и осветительных электропроводок на строительной площадке
(за исключением случаев использования строительных машин
с высоковольтным приводом) используют четырехпроводные се-
ти напряжением 380/220 в.
Для электрических сетей на строительной площадке приме-
няют различные провода и кабели с использованием в качестве
материала для токоведущих жил алюминия, стали, а при необ-
ходимости особой гибкости — меди.
Все провода и кабели, выпускаемые нашей промышленно-
стью, по площади сечения токоведущих жил имеют единую шка-
лу: 0,5; 0,75; 1; 1,5; 2,5; 4; 6; 10; 16; 25; 35; 50; 70; 95; 120; 150;
185; 240; 300; 400 мм2.
Воздушные линии электропередач
Для воздушных линий электропередачи, служащих для пита-
ния машин и механизмов на строительных площадках, исполь-
зуют голые провода следующих марок и сечений:
марки А—-алюминиевые многопроволочные сечением 16—
150 мм2-,
марок ПС и ПМС — стальные многопроволочные сечением
25—95 мм2;
63
марки ПСО — стальные однопроволочные диаметром 4 н
5 мм, а для ответвлений и вводов в здания—диаметром 3 и
3,5 мм.
Основные технические данные голых проводов приведены
в табл. 21.
Т а б л и ц а 21.
Сечение в мм2 Марка Диам етр в мм Вес 1000 м в кг Длина в м
Алюминиевые провода
16 А-16 5,1 44 4000
25 А-25 6,4 68 4000
35 А-35 7,5 95 4000
50 А-50 9,0 137 3500
70 А-70 10,7 190 2500
95 А-95 12,4 266 2000
120 А-120 14,0 323 1500
150 А-150 15,8 407 1250
Стальные провода
25 ПС-25, ПМС-25 5,6 194,3
35 ПС-35, ПМС-35 7,8 295,7
50 ПС-50, ПМС-50 9,2 396 1500—3000
70 ПС-70, ПМС-70 11,5 631,6
95 ПС-95, ПМС-95 12,6 754,8
Сечения проводов для воздушных линий электропередачи по
условиям механической прочности приведены в табл. 22.
Таблица 22
Материал провода Напряжение в кв
до 1 1—10
сечение проводов в мм2
минимальное максимальное минимальное
Медь: многопроволочные однопроволочные Алюминий и его сплавы: многопроволочные однопроволочные Сталь: многопроволочные 6 6 16 Не 10 16 допускаютс 10 10 16 я 10
однопроволочные 2,75* 6* 3,5*
* Диаметр в мм.
64
Минимальные расстояния между проводами воздушных ли-
ний электропередачи напряжением до 10 кв приведены в табл. 23.
Таблица 23
Район кли- матических условий Горизонтальное расстояние в см при пролете в м
до 30 более 30 до 50 50—75 75—100
напряжение до 1 кв напряжение 1—10 кв
I—II III—IV 20 40 30 40 80 100 80 125 90 175
Примечание. Район климатических условий указан в ПУЭ. п. 11-5-21,
При навеске проводов большое значение имеет их натяжение,
о котором можно судить по провесу монтируемых проводов. Так,
при чрезмерном провисании проводов возможны схлестывание
проводов и связанные с этим аварии при действии ветра. При
натяжении проводов, превышающем норму, напряжения в мате-
риале провода в результате действия собственного веса, низких
температур, наледи, ветра и других нагрузок могут превысить
допустимый предел. Рациональные величины стрелы провеса
проводов для воздушных линий электропередачи напряжением
до 1000 в приведены в табл. 24. Соблюдение этих величин при
натяжении проводов воздушных линий электропередачи в про-
цессе монтажа позволяет исключить нежелательные явления при
их эксплуатации.
Таблица 24
Температу- Стрел. провеса в мм при длине пролета в м
ра наруж- ного возду- ха в °C алюминиевые провода стальные провода
30 36 40 50 зп 36 40 50
—40 630 400 240 150 740 610 520 340
— 30 680 500 360 190 780 670 590 420
—20 740 590 480 260 820 720 660 500
—10 790 680 590 370 850 780 720 590
0 830 750 690 510 880 830 780 680
-;ю 880 820 780 650 920 870 840 760
+20 920 880 860 780 940 920 900 850
+30 960 940 930 890 970 960 950 930
+40 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000
Примечание. Стрелой провеса называется расстояние между линией, проведен-
ной между точками крепления провода на смежных опорах и проводом в середине этого
пролета.
Линии электропередачи устраивают таким образом, чтобы
минимальное расстояние проводов до земли и водных прост-
ранств при наибольшем провисании проводов было бы не менее
величин, приведенных в табл. 25.
5—979
65
Таблица 25
Характеристика района прохождения линии Расстояние в м при напряжении в кв
до 1 1—10
Населенные места, территории промышленных пред- приятий, строительные площадки Ненаселенные места, редко посещаемые людьми, до- ступные для транспорта и сельскохозяйственных машин Судоходные или сплавные реки и каналы Железнодорожные пути Автогужевые дороги Вводы линий в здание: над проезжей частью вне проезжей части . . . . .... Кабельная муфта на опоре 6 5 5 7,5 6 6 3 3 7 6 6 7,5 7 7 4,5 4,5
Высоковольтные линии электропередачи имеют охранную зо-
ну, определяемую параллельными прямыми, отстоящими от
крайних проводов на расстоянии:
10 м — для высоковольтных линии напряжением до 20 кв
включительно;
15 м — для высоковольтных линий напряжением до 30 кв
включительно;
20 м — для высоковольтных линий напряжением до 110 кв
включительно.
Производство строительных работ, складирование материа-
лов и стоянка машин в охранной зоне без разрешения организа-
ции, эксплуатирующей линию, запрещаются. Работа строитель-
ных машин под проводами действующих ЛЭП запрещается. При
наличии разрешения от эксплуатирующей линию организации
работа вблизи линий допускается при соблюдении расстояний,
указанных в табл. 26.
Таблица 26
Напряжение линии электро- передачи в кв До 1 1—20 35-110 154 220 330—500
Горизонтальное расстояние в м 1,5 2 4 5 6 9
При перемещении строительных машин и конструкций под
проводами действующих линий электропередачи расстояние
Таблица 27
Напряжение линии электро- передачи в кв До 1 1—20 35—110 154—220 330 500
Вертикальное расстояние в л 1 1 2 3 4 5 6
66
между самой верхней точкой перемещаемой конструкции или
машины и нижним проводом должно быть не менее величин,
указанных в табл. 27.
Кабельные линии
При невозможности осуществить питание механизмов строи-
тельных площадок от воздушных линий электропередачи, а так-
же при распределении электрической энергии на строительной
площадке применяют кабельные линии электропередачи, про-
кладываемые в земле, в траншеях.
Траншеи для кабельных линий отрывают глубиной 800 мм
считая от поверхности грунта, если планировочная отметка вы-
ше отметки грунта, и считая от планировочной отметки, если от-
метка грунта выше планировочной. Ширину траншеи по дну
принимают 350—400 мм при прокладке одного кабеля и 600 мм
при прокладке двух кабелей. Для получения некоторого запаса
по длине кабеля его следует укладывать «змейкой». До засыпки
кабель необходимо осмотреть и испытать, а также нанести трас-
су кабеля на план участка и обозначить его местоположение
при помощи специальных столбиков или опознавательных зна-
ков на конструкциях близлежащих сооружений.
Для электроснабжения строительных площадок наиболее ча-
сто применяют следующие марки силовых кабелей с бумажной
изоляцией:
при напряжении до 1000 в — кабель марки ААБ, силовой
бронированный в алюминиевой оболочке с алюминиевыми жи-
лами с джутовым покрытием сверх брони; кабель марки ААБГ
аналогичной конструкции, но без наружного покрова сверх бро-
ни — для прокладки в специальных каналах;
при напряжении 6 и 10 кв — кабель марок ААБ и АСБ ана-
логичной конструкции с алюминиевой или свинцовой оболочкой
и с изоляцией на соответствующее напряжение.
В настоящее время для прокладки кабельных линий напря-
жением 0,5; 6 и 10 кв применяют кабели с изоляцией из полиэти-
лена и полихлорвинила с алюминиевыми или медными жилами
сечением до 150 мм2 марок АВВБ, АПВБ, ВВБ, ПВБ, АВВГ
11 др.
Электропроводки
Постоянные электропроводки на строительной площадке ис-
пользуются для подачи электроэнергии к приемникам тока в ад-
министративных, бытовых и других временных сооружениях, а
также в жилых зданиях поселков строителей. Временные элект-
ропроводки применяют для подачи электроэнергии на этажи и -
участки строящихся зданий и сооружений.
Электропроводки выполняют изолированными установочны-
ми проводами и кабелями. Использовать голые провода для
этой цели не допускается.
5*
67'
Временные электропроводки изолированными проводами
прокладывают внутри помещений на высоте не менее 2,5 м, над
проходами — 3 м, над проездами — 5 м. Минимальное сечение
алюминиевой жилы изолированного провода при прокладке на
роликах 2,5 мм2, а при прокладке на изоляторах, в том числе
для наружных проводок 4 мм2. Кабели марок ВРГ и ИРГ мож-
но прокладывать на любой высоте. К стенам и перегородкам их
прикрепляют при помощи скоб.
К стационарным механизмам питание
Рис. 28. Устройство вво-
да в здание от воздуш-
ной линии электропере-
дачи
подводят изолированными проводами,
заключенными в стальную трубу.
Конструкция ввода проводов в здание
приведена на рис. 28.
Марки, характеристика и область
применения установочных проводов и ка-
белей, наиболее часто употребляемых в
строительстве, приведены в табл. 28.
На строительных площадках применя-
ют также и наружные электропроводки,
прокладываемые по стенам зданий и со-
оружений, неметаллическим лесам и под-
мостям (например, для освещения). На-
Табл и ц а 28
Марка Характеристика конструкции и напряжение Область применения
АИР Одножильный провод с алюми- ниевыми жилами в резиновой изоляции сечением 2,5—400 лмг2, напряжение до 500 в Осветительные и силовые сети, прокладываемые в поме- щениях и вне зданий на роли- ках, в трубах и каналах То же
АПВ То же, с изоляцией из поли- хлорвинила сечением 2,5— 95 мм2
ПРГ и ПВГ Провода аналогичные АПР и АПВ, но с медными жилами сечением 0,75—6 мм2, жилы многопроволочные, напряжение до 500 в Для соединения подвижных частей машин и аппаратов в сырых и сухих помещениях
АППВ Плоские провода с изоляцией из полихлорвинила и алюми- ниевыми жилами сечением 2,5— 6 мм2, напряжение 220 в Для открытых II скрытых электропроводок по степам п по юлкам в сырых л сухих по- мещениях
АПН То же, с изоляцией из пайрп- та сечением 2,5—4 мм2 То же, для открытой про- кладки
ВРГ и НРГ Кабели с резиновой изоляци- ей, алюминиевыми жилами се- чением 1—185 мм2 (до трех жил) Для прокладки в сырых по- мещениях по степам п потолкам
Примечание. Марки проводов и кабелей с алюминиевыми жилами имеют первую
букву Л, аналогичные провода с медными жилами обозначаются той же маркой, но
без буквы А.
68
ружные электропроводки (перекидки) используют, например,
для подачи электрической энергии в близкорасположенные вре-
менные сооружения и передвижные домики.
Электропроводки по стенам зданий и сооружений проклады-
вают на высоте не менее 2,75 м над поверхностью земли.
Наружные электропроводки прокладывают только на изоля-
торах, закрепляемых при помощи крюков, штырей в вертикаль-
ном положении.
Внутренние проводки в сырых помещениях следует прокла-
дывать также на изоляторах.
Переносные участки электросетей
Переносные участки электросетей являются наиболее ответ-
ственными участками сетей на строительной площадке, так как
в процессе эксплуатации они подвергаются повышенным меха-
ническим и другим воздействиям. Переносные участки электро-
сетей состоят из шланговых про-
водов и кабелей и различных ин-
вентарных передвижных, перенос-
ных электротехнических уст-
ройств, например распредели-
тельных и подключательных пунк-
тов, На рис. 29 показано питание
экскаватора от подключательно-
го пункта, установленного на опо-
ре ЛЭП напряжением 380/220 в.
Для обеспечения необходимой
гибкости шланговые провода и
кабели выпускают только с мед-
ными жилами, свитыми из боль-
шого числа проволок. Такие про-
вода имеют резиновую изоляцию
токоведущих жил, а поверх изо-
ляции— толстую защитную рези-
новую оболочку — шланг для ис-
ключения механических повреж-
дений и проникания влаги.
При проектировании сетей на строительной площадке следу-
ет стремиться к уменьшению количества и размеров участков,
для обслуживания которых необходимы переносные электросе-
ти, что снижает расходы на их устройство и улучшает условия
электробезопасности при прочих равных условиях.
Схема электроснабжения строящегося здания при помощи
инвентарных электротехнических устройств и участков сетей
приведена на рис. 30. На схеме видно, что отбор мощности от(
поэтажных распределительных пунктов позволяет сократить
69
длину переносных участков электросетей на этажах строящего-
ся здания.
Шланговые кабели, как правило, имеют заземляющую жилу
для заземления корпусов строительных машин и механизмов,
питаемых от электропривода.
Рис. 30. Схема временного электроснабжения строящегося
здания
1 — питающий кабель; 2 — основной распределительный пуск; 3—4 — ос-
новные распределительные линии с коробками отбора мощности; 5 — стой-
ки со светильниками; 6'— штепсельный блок; 7 — понижающий трансфор-
матор; 8 — инвентарный светильник; 9—переносной светильник
Марки, характеристика и область применения основных
шланговых проводов и кабелей, используемых в строительстве,
приведены в табл. 29.
3. ВЫБОР СЕЧЕНИЙ ПРОВОДОВ И КАБЕЛЕЙ
Одним из условий обеспечения безопасной эксплуатации
электрической сети является правильный выбор сечений прово-
дов и кабелей.
70
Таблица 29
Марка Характеристика конструкции и напряжение Область применения
ШРПС Провода переносные с двумя пли тремя жилами и заземляю- щей жилой, сечение основных жил 0,75—1,5 мм2, напряжение до 500 в Для подключения к сети электроинструментов, электро- двигателей строительных меха- низмов и переносных светиль- ников при умеренных механи- ческих воздействиях
КРИТ Кабели переносные тяжелые двух- и трехжильные с зазем- ляющей жилой и одножильные на напряжение до 500 в, сече- ние основных жил 2,5—70 мм2 Для питания передвижных строительных машин при на- пряжении 380 s, может воспри- нимать значительные механиче- ские воздействия
ггш Кабели торфяные трехжиль- ные с заземляющей медной оп- леткой, сечение жил 6—70 мм2, напряжение 500, 3000. 6000 в То же (с учетом напряже- ний)
ГРШ Кабели шахтные трехжиль- ные с заземляющей жилой, се- чение основных жил (могут иметь дополнительные) 2,5— 70 мм2, напряжение 500 в Кабели гибкие с тремя экра- нированными основными жила- ми сечением 10—150 мм2 и од- ной заземляющей жилой То же, что и КРИТ
кшвг Для присоединения к сетям экскаваторов и других крупных строительных машин, может работать при температуре от —50 до +50° С
ПР ГД Провод гибкий одножильный 6—120 мм2, напряжение 120 в Для присоединения электро- додержателей к источнику то- ка при электродуговой сварке
Выбор сечений проводов и кабелей для сетей, питающих элек-
трической энергией строительные площадки с большим потреб-
лением электрической энергии, производится при проектирова-
нии энергоснабжения строительства проектными организация-
ми. На небольших строительных площадках для обеспечения
питания электрической энергией силовых и осветительных уста-
новок выбор сечений проводов и кабелей осуществляют работни-
ки строительных организаций.
Величина необходимого сечения проводов и кабелей зависит
от номинального напряжения и силы тока в цепи, материала
проводов и их проводимости, способа прокладки проводов и их
конструкции, величины и характера нагрузки.
При несоответствии сечений проводов условиям защиты сни-
жается эффективность защитных мероприятий.
При недостаточном сеченни проводов и кабелей (т. е. повы-
шенном сопротивлении проводов и кабелей относительно других
участков электрической цепи) увеличивается их нагрев, что свя-
зано с опасностью возникновения электротравматизма и пожа-
ров вследствие разрушения изоляции проводов, уменьшается
71
напряжение, передаваемое потребителям, что ведет к снижению
эффективности их использования и увеличению расходов, свя-
занных с их эксплуатацией. При заниженных сечениях проводов
возможен их обрыв в результате недостаточной механической
прочности, что нежелательно с точки зрения надежности пита-
ния и условий электробезопасности.
При сечениях, превышающих необходимые, повышается рас-
ход материала на устройство электрических сетей и увеличива-
ются затраты на их сооружение.
При определении необходимого сечения проводов и кабелей
их выбор осуществляют по двум признакам: по допустимому
нагреву проводов током и по допустимой потере напряжения в
проводах.
Большое значение при определении необходимого сечения
проводов и кабелей имеет определение нагрузки на участках
сети и на магистральных проводах. В сетях обычно различают
два рода нагрузки:
с небольшой индуктивностью — активные нагрузки — осве-
щение (cos <р равен или близок к единице);
нагрузки со значительной индуктивностью, смешанные или
активно-индуктивные нагрузки — электродвигатели (cos <р отли-
чается от 1).
Расчетной нагрузкой называется наибольшая нагрузка, кото-
рую требуется передавать по проводам. При определении рас-
четной нагрузки Pv следует иметь в виду, что при значительном
количестве потребителей не все потребители работают одновре-
менно. Поэтому при ее определении учитывают так называемый
коэффициент спроса Кс, представляющий собой отношение рас-
четной нагрузки Рр к сумме номинальных мощностей (Р„) по-
требителей:
/<с = —
При расчете сетей на строительстве можно применять сле-
дующие приближенные значения коэффициента спроса: для ос-
ветительных групп Лс=1, для электродвигателей — в зависимо-
сти от их количества:
Количество электродвигателей 3
Значение коэффициента спро-
са Л’,:.......................1
4 5—6 7—9 10—20
0,9 0,75 0,5 0,35
Выбор сечений проводов и кабелей по потере напряжения
При передаче электроэнергии от источника тока к потреби-
телям энергии часть напряжения теряется в проводнике на пре-
одоление его сопротивления.
72
Потеря напряжения в проводах АП на преодоление их со-
противления для трехфазной сети может быть определена по
формуле
АП = 1,73/ (г cos <р -ф- х sin <р)«,
где I—сила тока в линии в а;
г и х — активное и реактивное сопротивление в ом.
На практике чаще пользуются зависимостями, в которых
учитывается не потеря напряжения в в, а относительная потеря
напряжения, выраженная в %:
АП% =^-100.
U
При подсчете потери напряжения в проводах воздушных и
кабельных линий электропередачи небольшой протяженности
(на строительной площадке) можно пользоваться приближен-
ной зависимостью
ДП%= ———(~ + Ь
{/'<1000 \ 5
где S— сечение провода в мм2-,
Пл — линейное напряжение в кв;
Р — передаваемая мощность в кв а;
I- — длина линии в км;
а и b — коэффициенты, принимаемые в зависимости от ма-
териала проводов и коэффициента мощности
(табл. 30).
Таблица 30
Коэффици- енты Материал проводов и способ прокладки линии Значение коэффициентов а и Ъ при cos ср
0,8 0,92
а Медные 1400 1610
Алюминиевые 2320 2670
ь Для воздушных линий 24 15,6
Для кабельных линий на 6—10 кв 4 2,6
При расчете сетей переменного тока (частота 50 гц) небольшой
протяженности, для которых cos q. равен или близок к единице
(нагрузки от освещения и бытовых приборов, включающие не-
большое количество маломощных электродвигателей), и для
проводок, если их сечения не превышают значений, указанных
в табл. 31, реактивное сопротивление можно не учитывать.
73
Таблиц а 31
Сечение проводов и кабелей в мм2 при коэффициенте
мощности
Провода и кабели
0,95 | 0,9 | 0,85 | 0,8 | 0,75
материал проводов
* s
2 s
г S
Кабели па напряжение
до 1 кв 70 120 50 95 35 70 35 50 25 50
То же, 6- 10 кв . . 50 95 35 50 25 50 25 35 16 25
Провода в трубах . . 50 95 35 50 35 50 25 35 16 25
» на роликах , . 25 35 16 25 10 16 10 10 6 10
» » изоляторах . 16 25 10 16 10 16 6 10 6 10
Для приближенного подсчета потери напряжения в проводах
можно пользоваться следующими формулами;
для трехфазных линий
А = —---------- или Л и % = — ;
U^yS CS
для однофазной линии и сетей постоянного тока
.rin, 2PZ.105 . Р1
A U% = —-------или Л U% = —- ,
U2,VS CS
где Р — мощность потребителей в кет;
I — длина линии в м\
ия и Дф — соответственно линейное и фазное напряжение в б;
С — коэффициент, принимаемый по данным табл. 32;
у—удельная проводимость материала проводника н
м/ом • ММ2’,
S — сечение проводника в мм2.
Т а б л н ц а 32
Значения коэффициента С для подсчета потеря напряжения в проводах
Однойроводная сеть | Трехпроводная сеть
Номинальное напряжение в в
36 127 220 | 127 | 220 220/127 | 380 380/220
0,35 4,5 Провода из меди 13 | 8.5 26 | 80
0,2 2,5 Провода из алюминия 1 « 1 5 1 16 46
74
Пример 1. Определить потерю напряжения в проводах воздушной ли-
нии электропередачи переменного тока напряжением 6 кв, протяженностью
5 км. Мощность трансформатора 80 кв а. Сечение алюминиевых проводов
25 мм2, cos <р = 0,8.
Потерю напряжения определяем по формуле
PL
U\ 1000
80-5
62-1000
Коэффициенты а и Ь определяем по данным табл. 30.
Пример 2. Подобрать сечение фазного и нулевого проводов в сети на-
пряжением 380/220 в и протяженностью 800 м для питания электродвигателя
мощностью 5 кет. Провода алюминиевые.
По данным табл. 32 определяем С = 46. Принимаем допустимую потерю
напряжения 5°/о (практически потеря напряжения составляет 2—7%). Тогда
необходимое сечение фазного провода составит
Р!
^сХй%
5-800
46-5
17,4
мм2.
MJ% =
В соответствии с технической характеристикой принимаем сечение фазного
провода 5ф=25 мм2.
Определяем сечение нулевого провода
S»=T: т%
Принимаем So= 10 шЛ
Выбор сечений проводов и кабелей по допустимому
нагреванию
Тепловое действие тока выражается закономерностью
Q = O,24PRt.
Правилами устройства электроустановок ПУЭ установлена
величина допустимой максимальной температуры нагревания
проводов из различных материалов при прохождении по ним
электрического тока. Степень нагревания проводов в результате
действия электрического тока зависит от величины длительной
токовой нагрузки. В ПУЭ приводятся допустимые длительные
токовые нагрузки на провода и кабели в зависимости от их кон-
струкции, способа прокладки, номинального напряжения, ма-
териала и сечения жил и расстояния между ними.
Допустимые длительные токовые нагрузки для наиболее ча-
сто употребляемых проводов и кабелей для электроснабжения
строительных площадок приведены в табл. 33. Если приведен-
ные в таблице величины длительных токовых нагрузок будут
больше величины протекающего по проводнику тока, то нагре-
вание проводов в результате его действия будет в пределах
пор'мы. Эта зависимость может быть выражена соотношением
Iдоп !,
где I—расчетный ток (при значениях /<с= 1 — номинальный
ток).
75
Таблица 33
Кабели марок ВРГ, НРГ трех- жильные открытая прокладка медные жилы 25 35 42 55 75 95 120 145 185 220 260
la марок ПВ, АПН скрытая прокладка или три провода в трубе алюми- ниевые жилы СПООСМГ-ООЮОЮОО »—«СЧСОхНСОООСПСО^ООС! •—« —« 04 04
Установочные провоз АПР, АПВ. ПРГ. АП прокладка | медные ч g 30 41 50 80 100 140 170 215 270 330 385 1
открытая алюми- h с 24 32 39 60 75 105 130 165 210 255 295
мажной 'кладывае- i траншее четырех- жильные до 1000 в е жилы I 22 52 L2 Si о о о | CONCOCT)»—«СОсООхЬГ^. —< г—1 _ (М CM QM
5ЛИ С бу ней, про земле, в тльные 1 на 6 кв миниевы 1 1 I $22 22 42 ,п LO ° ° о OcOOCMLOCHTfCO —1 —» Оч 04
Каб( изоляц мые в трехжт на 10 кв । алю 1 1 1 . Ю О Ю О Ю Ю О s а со сч . — —< —' 04 04
го. ГТШ а> X л со ч * в 1 Г"- LO 1-0 ю о о I 1 ТЬ СО со о со СО | ] |
ч о » о С 3 до трехжт на 6 90 120 145 180 220 265 310
Шланговые кабели марок Ш, ШРПС 1 трех- жильные медные жи 28 36 43 60 80 105 130 160 200
КРПТ, ГР1 двух- жильные COCOLOLOLOLOOLOLO . , СО^ЮГ-СПСОЮСЮСО —< < «—< см 1
Голые провода воздушных линий марки ПС стальные 60 75 90 125 135
марки А 1 S £ го ниевые 105 135 170 215 265 320 375
JVW 6 ГНГИЖ ЭИИЭЬЭЭ LO СЧ’ФОООШЮООЮО —<счсою>г-сэсм
76
„ Величина номинальной силы тока для осветительной и быто-
вой нагрузок (2(с = 1) может быть определена по формулам:
при двухпроводной сети
, 2 Рп
I =----— а,
U
при трехпроводной или четырехпроводной
менного тока
магистрали пере-
где —сумма номинальных мощностей приемников тока
в вт;
U — напряжение между проводами в в;
ия — линейное напряжение в в.
Для силовой магистрали трехфазного переменного тока силу
тока определяют по формуле
у Р-1000
1,7317 л cos <рт]
где Р—расчетная мощность в кет;
U„ — линейное напряжение сети в в;
cos ср— коэффициент мощности;
т] — коэффициент полезного действия.
При коэффициентах мощности отдельных нагрузок, значи-
тельно отличающихся один от другого, величину усредненного
коэффициента мощности можно определить по формуле
cos о, = picos «Ti + Pgcos фД-ит. д.
Pi + р2 + и т- fl-
где Д1, Д2 и т- Д- — нагрузки;
costpi, cos<p2 и т- Д- — соответствующие им коэффициенты
мощности.
Пример 1. Определить величину тока, протекающего в двухпроводной
сети напряжением 220 в, питающей осветительную группу из 10 ламп мощ-
ностью по 100 вт, Л'с = 1.
Сумма номинальных мощностей приемников тока составит
2Р„ = 10-100= 1000 вт.
Величина тока
2 Р„
U
1000
220
= 4,55 а.
Пример 2. Определить величину тока в трехфазной сети напряжением
между проводами 220 в, питающей 20 лампочек мощностью по 200 вт.
Сумма номинальных мощностей приемников тока
2 Р„ = 20-200 = 4000 вт.
Величина тока:
2Р„ 4000
-------=---------- — 10,5 а
1,73(7Л 1,73-220
77
Пример 3. Определить силу тока в сети трехфазного переменного тока
напряжением 380/220 в, питающего три электродвигателя мощностью 2,2 кет
каждый, cos<j)=0,8, т] = 0,75.
Находим расчетную мощность
Pp=KcSP„.
Для трех двигателей /<с = 1 (см. выше). Тогда Рр = 1- 2,2 • 3 = 6,6 кет.
Определяем расчетный ток
6,6-1000
7 =--------------— = 16,7 а.
1,73.380-0,8-0,75
Выбор и проверка плавких предохранителей
При защите на случай короткого замыкания плавкими пре-
дохранителями расчетную силу тока плавкого предохранителя
определяют в зависимости от силы тока в сети, а также от рода
нагрузки.
При расчете осветительных и бытовых сетей силу тока плав-
кого предохранителя определяют выражением
а при использовании сварочных трансформаторов
= 1,2/„.
При силовой нагрузке с наличием электродвигателей с ко-
роткозамкнутым ротором в сети в момент пуска этих электро-
двигателей возникает сила тока, значительно превышающая
рабочий ток в сети, называемая пусковым током. В этом случае
сила тока плавкого предохранителя определяется в зависимо-
сти от силы пускового тока.
Силу пускового тока для одиночного двигателя вычисляют
по формуле
/п == 1ПКпа,
где Кп — коэффициент пуска, принимаемый по паспортным дан-
ным.
Силу пускового тока для группы электродвигателей опреде-
ляют по зависимости
j (PmaxKn + aPj) 1000 а
11 1,73ил cos ср;
где Л-пах—мощность наибольшего (по мощности) двигателя в
кет;
XPt— расчетная мощность всех электродвигателей за вы-
четом мощности наибольшего двигателя в кет;
Для одиночных двигателей с нечастыми пусками и для груп-
пы электродвигателей силу тока плавкой вставки определяют пз
выражения
78
Для одиночных двигателей с частыми пусками (крановые
электродвигатели) или большой длительностью пускового пери-
ода (дробилки и пр.)
В СССР для плавких предохранителей установлено стан-
дартное номинальное значение силы тока: 6,10, 15,20, 25, 35, 45,
60, 80, 100, 125, 160, 200, 225, 250, 300, 350, 430, 500, 600, 700, 850,
1000 а.
Пример. Подобрать плавкий предохранитель для группы электродвига-
телей мощностью 2,2; 3,6; 5 кет. Напряжение сети 220/127 в, cos<p=0,85, i] =
- 0.75. 7<п = 5 для наибольшего по мощности двигателя.
Определяем силу пускового тока;
, (Ртах Кп + 2 Pi) Ю00 (5-5 + 3,6 + 2,2)1000
1,73 (7л coscpi] 1,73-220-0,85-0,75
Определяем расчетную силу тока плавкой вставки
По сортаменту принимаем ближайшую плавкую вставку для номинальной си-
лы тока 7п.в=60 fl.
В четырехпроводных сетях с нулевым проводом плавкие
предохранители проверяют по току короткого замыкания по
формуле:
/ — > 3/ а
*К.З . °* Л. В
г« + /ф
где /к.з — ток короткого замыкания в а;
Дф— фазное напряжение в в;
Гф— полное сопротивление фазного провода в сьм;
г0— полное сопротивление нулевого провода в ом.
В сетях трехфазного тока (без нулевого провода) плавкие
предохранители по току короткого замыкания проверяют по
формуле
/к 3= > 3/п в а,
к.з 2гф
где Uл — линейное напряжение в в.
Полное (кажущееся) сопротивление сети переменного тока
может быть представлено выражением
Гф = V г2 + х2 ом,
где Гф — полное сопротивление проводника в ом;
х — реактивное сопротивление в ом;
г — активное сопротивление в ом.
79
Активное сопротивление г в сети переменного тока опреде-
ляют из выражения
pZ I
г =----или г — -— ом,
S yS
где р—удельное сопротивление проводника в ом-мм2/м; для
меди р = 0,0185; для алюминия р = 0,0295;
I — длина проводника в м;
S — поперечное сечение проводника в мм2;
7 — удельная проводимость в м/ом-мм2; для меди у=54;
для алюминия у = 32, для стальных проводов при по-
стоянном токе: для однопроволочных проводов у=7,
для многопроволочных у = 8.
Реактивное сопротивление трехфазной липни с проводами из
цветных металлов при частоте переменного тока 50 гц может
бытйприближенно определено по формуле
х — 0,14451g + 0,016 ом!км,
где d— диаметр провода в мм;
D—среднегеометрическое расстояние между проводами
линии в мм;
2 ------------—
О = з ММ,
где Dr._2, D2_.3 и ^з-i—расстояния между каждой парой
проводов трехфазной сети в мм.
При расчете на ток короткого замыкания иногда пользуются
приближенным значением реактивного сопротивления проводов
из цветных металлов в сети переменного тока небольшой протя-
женности: л = 0,6 ом/км.
Пример. Определить полное сопротивление алюминиевого провода се-
чением 35 мм2 трехпроводной воздушной линии электропередачи напряжени-
ем 6 кв и протяженностью 5 км. Провода линии укреплены на горизонталь-
ных траверсах опор, пролег 50 м. Район строительства — Московская область
(I климатический район).
Определяем активное сопротивление
5000
32-35
I
г = —
ys
= 4,46 ом.
По табл. 23 для I климатического района при пролете между опорами 50 м
и напряжении сети 6 кв расстояние между проводами составляет 80 см.
Среднегеометрическое расстояние между проводами, расположенными на го-
ризонтальной траверсе, определяем по формуле
D = j/800-800-1600 = 1010 мм.
По табл. 21 при сечении алюминиевого провода 35 мм2 d — 7,5 мм.
Индуктивное сопротивление провода будет
X = 0,1445
, 2-1010
18 тг
0,016 = 0,37 ом-км.
80
При длине линии 5 км индуктивное сопротивление составит
х = 0,37• 5 = 1,85 ом.
Тогда полное сопротивление провода будет
/•ф = |/Л4,462 + 1,852 = 4,83 ом.
Из примера видно, что при х = 0,37 ом/км при длине линии 3 км и менее
общее индуктивное сопротивление провода х<1 ом и поправку на индук-
тивность можно не учитывать для проводов данного сечения.
В сети переменного тока со стальными проводами влияние
самоиндукции гораздо сложнее и при изменении величины и на-
правления тока влечет изменение не только реактивного, но и
активного сопротивления проводника.
Так, в многопроводном стальном проводе марки ПМ.С-35 се-
чением 35 мм2, длиной 1 км, обладающем омическим сопротив-
лением 3,6 ом, при изменении величины тока от 2 до 40 а актив-
ное сопротивление увеличивается пропорционально увеличению
тока от 2 до 49%, а реактивное сопротивление изменяется по ве-
личине от 0,68 до 2,02 ом/км.
Поэтому в сетях со стальными проводами величину активного
и реактивного сопротивления в связи с трудоемкостью вычис-
лений практически определяют по таблицам соответствующих
справочников в зависимости от величины тока и параметров
сети.
Выше было сказано, что при определении сопротивления се-
ти при нагрузке от освещения и бытовых приборов реактивное
сопротивление проводов можно не учитывать. Тогда формулы
проверки тока плавких предохранителей по току короткого за-
мыкания соответственно примут вид
J — Ь'ф -> Ч1 „7 — \ ]
'к.з — . 'э,п.в И /Кф3
гй + Гф 2гф
где г0 и Гф—соответственно активное сопротивление нулевого
и фазного проводов в ом.
Пример. Проверить плавкую вставку в четырехпроводной сети длиной
300 м; сечение фазного провода Sl(, = 25 мм2, нулевого провода So = 16 мм2;
провода алюминиевые, р = 0,0295 ом • мм2!м. Номинальная сила тока установ-
ленного плавкого предохранителя /п в=60 а, напряжение сети 380/220 в.
Определяем сопротивление фазного и нулевого проводов
pZ
5ф
0,0295-300
25
0,36 оЛ;
Из условия /к.э
pl
0,0295-300
16
= 0,56 ОМ;
г о + Гф
---------= 239 а
0,36+0,56
> 3/п.в необходимая сила тока плавкой вставки составит
/ 'к-з
ПБ 3
239
3
= 80 а,
т. е. условие срабатывания плавкого предохранителя выдержано,
6—979
81
4. ЗАЗЕМЛЯЮЩИЕ УСТРОЙСТВА ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК
Если какая-либо точка сети оказывается в контакте с грун-
том, то у места замыкания возникает «поле растекания тока»
(рис. 31). Если это поле образовано растеканием тока промыш-
ленной частоты, его можно рассматривать как электростатиче-
ское поле и напряженность любой точки почвы в поле растека-
ния тока составит
е = ТРз,
где у— плотность тока в а! мм2",
Рз—удельное сопротивление грунта растеканию тока
в ом • см.
Под удельным сопротивле-
нием грунта растеканию тока
понимают электрическое соп-
ротивление между противопо-
ложными сторонами кубика
грунта со стороной, равной
Рис. 32. Упрошенная схема-мо-
дель проводника «земля»
Рис. 31. Поле растекания тока
в земле через полушаровой за-
землитель
1 см, т. е. единица измерения выражается величиной
ом см"/см=им - см.
Приближенные значения удельного сопротивления раз-
личных грунтов в зависимости от влажности приведены
в табл. 34.
В точках поля, где плотность тока у близка нулю, напряжен-
ность е также близка нулю.
Плотность тока может быть определена по формуле
Л
у = -----»
1 2лх3
82
Таблица 34
Грунт Удельное сопротивление в ом-см
при влажности 10—20% по весу пределы изменения
Песок 7-Ю1 4-Ю1—10-10'
Супесок . . 3-10* 1,5-Ю4—4-10*
Суглинок 1-10* 0.4-104—1,5-10'
Глина 0,4-10' 0,08-10'—0,7-10'
Чернозем 2-10* 0,096-10’—5,8-10'
где 13— ток замыкания на землю в а;
х— расстояние от точки входа тока в грунт до рассмат-
риваемой точки земли;
2лх2— поверхность полусферы на расстоянии х от точки
входа тока в грунт (см. рис. 31).
Упрощенная модель проводника «земля» представлена на
рис. 32. Из приведенной модели следует, что чем дальше нахо-
дится точка грунта от точки входа тока в грунт (х), тем больше
сечение проводника «земля» п меньше сопротивление, оказывае-
мое прохождению тока по этому проводнику. Подсчитано, что
при х=20 м поверхность полусферы становится настолько зна-
чительной, что плотность тока при этом значении х можно счи-
тать близкой нулю, следовательно, и потенциал этой точки так-
же равен нулю. Все прочие точки, расположенные ближе 20 м от
места замыкания на землю, получат некоторое напряжение от-
носительно земли.
Характер распределения потенциала вблизи места замыка-
ния на землю представлен на рис. 31. Из схемы, приведенной на
этом рисунке, определяют и величину так называемых шаговых
напряжений, под которые попадает человек, приближающийся к
месту замыкания тока на землю.
Если пренебречь точками, расположенными в непосредствен-
ной близости от заземлителя другой формы (не полусферы), то
полученные зависимости в отношении поля растекания и харак-
тера распределения потенциала в зоне растекания тока могут
быть использованы для изучения и характеристики поля расте-
кания других заземлителей. Формулы для расчета сопротивле-
ния заземлителей различных конструкций растеканию тока в
грунт, выведенные в результате изучения изложенных зависи-
мостей, приведены в табл. 3,5.
По приведенным в таблице формулам можно рассчитать в
зависимости от удельного. сопротивления грунта растеканию
6=
83
Таблица 35
Схема Тип заземлителя Формула с применением: Примечание
натуральных логарифмов | десятичных логарифмов
а • о . 4/ Я = ^1ЛТ Р , 4Z R = 0,366-j- X 1g — I а
pis Труба, стержень у по- верхности земли 1 > d
Т23 fl р /, 2/ р / 2/ р П ЧАА ' 1 1 ст I 1 d
»rs Труба, стержень на глу- бине h R — п , ш -Ь 2л 1 \ d К — U, ООО { 1g £ '
JL- 1 , 4/г + А + 2 1П4Й-/) , 1 , 4/t +1\ + 2 g 4Л — 1) — _>2 I
Продолжение табл. 35
Схема Тип заземлителя Формула с применением; Примечание
натуральных логарифмов десятичных логарифмов
T4^1W — 1 та Протяженный заземли- тель (полоса, труба) на глубине /г, диаметр или ширина Ъ D Р 1 2/2 R 2п/ П bh R = 0,366 -7- X 1g 4- 1 bh 2 / — >2,5 2h
wwr сг L Кольцевой заземлитель (полоса, труба) на глуби- не h 2л 1 bh R = 0,366— xln-^-^- I bh a b A 1 1 v to 1 4 | Ц | o-
Круглая пластина на поверхности земли (диа- метр d) R= Р . 2л d — —
тока, вида, размеров и глубины заложения сопротивление оди-
ночных заземлителей.
Значения удельного сопротивления грунта растеканию тока
следует принимать по данным табл. 34 с учетом повышающего
коэффициента Кп. Значения повышающего коэффициента по
климатическим зонам для стержневых (комбинированных) и
протяженных заземлителей приведены в табл. 36. Под комбини-
рованным заземлителем подразумевается заземлитель, состоя-
щий из вертикальных электродов (труба, утолок и пр.), соеди-
ненных между собой протяженным горизонтальным элементом
(полоса, утолок, труба).
Таблица 36
Тил заземлителя Значения повышающего коэффициента /<л для климатических зон
1 11 III IV
Протяженные электроды на глубине 0,8 м Комбинированные (вертикальные электроды длиной 2,5—3 м при зало- жении соединительной полосы шири- ной 0,5—0,8 м) . 4,5—7 1,8—2 3,5—4,5 1,6- 1,8 2,5-4 1,4-1,6 1,5—2 1,2-1,4
Характеристика климатических зон приведена в табл. 37.
Таблица 37
Показатели Климатические зоны СССР
I 11 III IV
Средняя многолетняя низ- шая температура (январь) в °C От —15 до От —15 до От—10 до 0 От 0 ло 4-5
—20 —10
Средняя многолетняя выс-
ш ая температура (июль) в °C . . От 4-16 до От 4-18 до От -|-22 ло От 4-24 до
+18 4-22 1-21 4-26
Среднее количество осад- ков в см ~40 ~50 -50 30-50
Продолжительность замер- зания воды в днях .... 190—170 ~150 ~100 0
Расчет комбинированных заземлителей более сложен, чем
одиночных.
После определения допустимого сопротивления заземляю-
щего устройства, выбора профиля вертикального электрода и
его размеров, выбора расстояния между электродами, порядка
их размещения в плане (в цепочку или по контуру и пр.), а так-
же выбора типа соединительной полосы и -заглубления зазем-
ляющего устройства расчет можно вести в предлагаемой после-
довательности.
86
Сначала определяют сопротивление растеканию тока оди-
ночного вертикального электрода по формулам, приведенным
в табл. 35. Если вместо трубы принят вертикальный электрод из
угловой стали, эквивалентный диаметр определяют из выраже-
ния d0 = O,95 Ь, где b ширина полки уголка. При расчете зазем-
лителей, расположенных в грунтах высокой проводимости, рас-
теканием тока с соединительной полосы можно пренебречь. За-
тем определяют необходимое количество электродов При
электродах одинаковых длины и сечения на основании закона
проводимости проводников при параллельном соединении необ-
ходимое количество электродов п для обеспечения допустимого
Рис. 33. Линии тока в комбинированном зазем-
лителе при малом расстоянии между электродами
сопротивления заземляющего устройства растеканию тока мож-
но определить по формуле
Rd Hi ’
где 7?т р — сопротивление растеканию тока одного вертикаль-
ного электрода в ом;
Rd — допустимое сопротивление заземляющего устройст-
ва в ом;
— коэффициент использования пли коэффициент экра-
нирования между электродами.
Растекание тока с электрода происходит преимущественно
за счет зон земли, расположенных вблизи электрода. Если два
электрода расположены по отношению один к другому в зоне
растекания тока (см. рис. 31, 32), то вследствие наложения
электрических полей соседних электродов плотность тока вблизи
каждого из них становится неравномерной, что как бы приводит
к уменьшению действующего сечения земли — увеличению со-
противления (рис. 33).
Коэффициентом использования заземлителя (экранирова-
ния) называется отношение суммы сопротивления отдельных
электродов, стоящих по отношению один к другому в зоне нуле-
вого потенциала, к сопротивлению многоэлектродиого заземли-
теля с таким же количеством электродов при размещении каж-
87
дого из этих электродов в поле растекания соседнего электрода.
Значения коэффициентов использования вертикальных электро-
дов комбинированного заземлителя без учета полосы связи при-
ведены в табл. 38.
Таблица 38
Количество электродов п Значение коэффициента использования i)i при отношении расстояния между электродами к их длине
а =1 1 а =9 1 а =3 1
При размещении электродов в ряд
2
3
5
10
15
20
0,84—0,87
0,76—0,80
0,67—0,72
0,56—0,62
0,51—0,56
0,47—0,50
0,90-0,92
0,85—0,88
0,79—0,83
0,72—0,77
0,66—0,73
0,65-0,70
0,93—0,95
0,90—0,92
0,85—0,88
0,79—0,83
0,75—0,80
0,74—0,79
При размещении электродов по контуру
4
6
10
20
40
60
100
0,66—0,72
0,58—0,65
0,52—0,58
0,44—0,50
0,38-0,44
0,36—0,42
0,33—0,39
0,76—0,80
0,71—0,75
0,66—0,71
0,61—0,66
0,55—0,61
0,52—0,58
0,49—0,55
0,84-0,86
0,78—0,82
0,74—0,78
0,68—0,73
0,64—0,69
0,62—0,67
0,59—0,65
В грунтах с большим удельным сопротивлением растеканию
тока расчет по приведенной методике приводит к большому пе-
рерасходу материала и других ресурсов, необходимых для уст-
ройства заземления. В этом случае заземляющее устройство
следует рассчитывать с учетом растекания тока не только с вер-
тикальных электродов, но и с полосы связи в зависимости от ее
длины, что определяется расстояниями между отдельными элек-
тродами и их количеством.
Расчет заземляющего устройства с учетом влияния соедини-
тельной полосы связи можно осуществить следующим образом:
сначала определить сопротивление растеканию тока одиноч-
ного вертикального электрода по изложенной методике;
определить необходимое количество вертикальных электродов
с использованием той же формулы, но так как она не учитывает
растекание тока с полосы связи, вместо величины допускаемого
по условиям безопасности сопротивления заземляющего устрой-
ства Ra следует подставить несколько большую по значению ве-
личину (в два-три раза), которую обычно называют сопротив-
88
лением вертикальных электродов без учета полосы связи (со-
противление очага электродов) /?0= (2-4-3)Rd',
определить сопротивление полосы связи по формуле для
протяженного заземлителя (табл. 35); при этом длина полосы
связи составляет 1 — а(п—1) при размещении электродов цепоч-
кой в ряд и 1=ап при размещении по контуру, где а —расстоя-
ние между вертикальными электродами, п— количество элект-
родов;
определить сопротивление заземляющего устройства с уче-
том влияния полосы связи по закону параллельного соединения
проводников по формуле
Ro Rn
R3 = ПоАп—^Rd ом,
(₽o+₽n)^2
где Rn— сопротивление растеканию тока полосы связи в ом;
т]2—-коэффициент использования или экранирования меж-
ду полосой связи и вертикальными электродами
(табл.39).
Таблица 39
Отношение расстояния между тру- бами (угол- ками) к их длине Значение коэффициента использования т)2 при числе труб (уголков)
4 6 8 10 20 30 50 70
При размещение электродов в ряд
1 0,77 0,72 0,67 0,62 0,42 0,31 0,21 0,19
2 0,89 0,84 0,79 0,75 0,56 0,46 0,36 0,32
3 0,92 0,88 0,85 0,82 0,68 0,58 0,49 0,42
При размещении электродов по контуру
1 0,45 0,40 0,36 0,34 0,27 0,24 0,21 0,20
2 0,55 0,48 0,43 0,40 0,32 0,30 0,28 0,26
3 0,70 0,64 0,60 0,56 0,45 0,41 0,37 0,35
Так как задача решается методом подбора (значение Ru, а
следовательно, и п принимают ориентировочно), то в результа-
те решения полученное сопротивление может быть больше или
значительно меньше допускаемого по условиям безопасности.
В этом случае следует соответственно увеличить или уменьшить
количество электродов и повторить расчет.
Пример. Подобрать конструкцию комбинированного заземляющего уст-
ройства и определить его сопротивление растеканию тока замыкания на зем-
лю для следующих условий: вертикальные электроды из стальных труб диа-
метром 63 мм, длиной 2 ж, а полоса связи стальная шириной 40 мм, заглуб-
89
ленне полосы связи 800 мм. Грунт — глина, р=6000 ом-см. Климатический
район расположения объекта-—II. Мощность трансформатора с изолирован-
ной нейтралью 180 ква.
По табл. 19 для установок напряжением до 1000 в с изолированной ней-
тралью допустимое сопротивление заземляющего устройства должно быть не
более /?а=4 ом. Для II климатической зоны для комбинированных за-
землителей повышающий коэффициент Кп= 1.6 (см. табл. 36). Следователь-
но, расчетное удельное сопротивление грунта растеканию тока составит:
1,6 - 6000 = 9600 ом-см.
Определим сопротивление вертикального трубчатого электрода растека-
нию тока (см. табл. 35)
р / 2/ 1 4Л Г/\
Дт.р=0,366т(1н- + т1ё^
9600/ 2-200 1 , 4-80 + 200
200 \ 5 6,3 2 4-80 — 200
Сопротивление очага вертикальных заземлителей, учитывая влияние по-
лосы связи
= 0,366
•JM.
Определяем
тродов
примерное
Ro = 2/?д = 2-4 = 8 ом.
количество необходимых вертикальных элек-
36,9
—— = 4,6, принимаем 5.
По табл. 38
ними, равном 2/
R-r.p
п >-----
при пяти электродах при (принимаемом) расстоянии между
а +
—— =2 I, коэффициент использования составит гр = 0,8. Тогда
/?т.р 36,9
=------=--------
Р
г „ = 9,2 ом.
mil 5-0,8
Длина полосы связи при пяти трубах, соединенных в ряд, и расстоянии
между ними, равном 2/, будет равна
1П = а (и— 1) = 400-4 = 1600 см.
Тогда сопротивление полосы связи составит
р 2/п 9600 2-2 560 000
/?п = 0,366 — 1g—- = 0,366 —- 1g------——------= 9,3 ом.
ln Ыг 1600 4-80
По табл. 39 коэффициент использования полосы связи 1]г=0,86. Вычис-
лим сопротивление растеканию тока заземляющего устройства
Д()Дп 9,2-9,3
—-------------=----------------— = 5,4 ом, т. е. больше 4 ом.
(Д0 + Дп)<12 (9,2 + 9,3)0,86
Учитывая, что полученное сопротивление примерно на 25% превышает допу-
стимое и что при увеличении количества труб коэффициенты использования
уменьшаются по величине (а вычисляемые сопротивления увеличиваются),
принимаем н = 8 электродов Тогда T|i=0,77, Т]2=0,79;
36,9
До =
= 6 ом;
8-0,77
/п = 400 • 7 = 2800 см;
9600
Rn = 0,366-----1g
n 2800
6-5,85
2-7 840 000
----------=5,85 о.и.
4-80
/?з
- „ , „ „ = 3,7 ом <4 ом.
(6 + 5,85) 0,79
90
IV. МОЛНИЕЗАЩИТА СТРОИТЕЛЬНЫХ ОБЪЕКТОВ
1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Вопросы образования атмосферного электричества, образо-
вания разряда и величины его электрических параметров рас-
сматриваются в специальной литературе. Здесь лишь отметим,
что вследствие скоротечности разряда (0,1—2 сек) и большого
напряжения, возникающего в момент разряда, сила тока в канале
молнии может достигать 200 000 п, а температура до 10 000° С.
В результате линейного разряда (прямого удара молнии) про-
исходят разрушения сооружений и оборудования, воспламене-
ние горючих веществ и поражение людей и животных. Действию
молнии наиболее подвержены отдельно стоящие и высокие со-
оружения и здания.
Кроме первичного проявления атмосферного электричества
различают вторичные проявления прямого удара. При возникно-
вении разряда атмосферного электричества в результате элект-
ромагнитной и электростатической индукции возникает электро-
движущая сила и, следовательно, разность потенциалов на ме-
таллических конструкцях, оборудовании, трубах, проводах и пр.,
находящихся в помещениях или вблизи них, не подвергшихся
прямому удару молнии. При достижении значительной разности
потенциалов между этими металлическими частями возможен
искровой разряд через воздушный промежуток в несколько см,
что совершенно недопустимо при наличии взрывоопасных тех-
нологических процессов.
Временными указаниями по проектированию и устройству
молниезащиты зданий и сооружений (СН 305—65) в зависимо-
сти от категории молниезащиты предусматривается защита от
прямого удара молнии и от вторичных проявлений атмосферно-
го электричества (за исключением сооружений III категории).
Под молниезащитой подразумевают комплекс защитных ме-
роприятий от действия молнии и ее вторичных проявлений, обес-
печивающих безопасность людей и животных, сохранность зда-
ний и сооружений, оборудования и материалов от взрывов, за-
гораний и разрушений. Все здания и сооружения, подлежащие
молниезащите, в соответствии с СН 305—65 подразделяют на
три категории в зависимости от степени взрывоопасности, значи-
мости и технологических особенностей объекта.
К первой категории относятся здания и сооружения классов
В-I и В-П по ПУЭ с производствами, связанными с обработкой и
хранением горючих газов и жидкостей, а также при наличии
пыли и волокон, способных образовывать с воздухом взрыво-
опасные смеси. Взрыв в таких помещениях сопровождается зна-
чительными разрушениями и человеческими жертвами. Молние-
91
защита таких помещений выполняется независимо от места рас-
положения здания или сооружения на территории СССР, причем
предусматривается защита как от прямых ударов, так и от вто-
ричных проявлений молнии. По СНиП П-М.2-62 к этой катего-
рии относят производства, относимые по пожароопасности к ка-
тегории А.
Ко второй категории относятся здания и сооружения классов
В-Ia, В-16 и В Па по ПУЭ и категории Б по СНиП П-М.2-62.
В этих производственных зданиях взрывоопасные смеси горю-
чих газов, паров и пыли с воздухом при нормальной эксплуата-
ции не имеют места и могут образоваться лишь в результате
аварии или неисправностей. Защита от прямого удара молнии
и от вторичных проявлений атмосферного электричества в этих
зданиях и сооружениях осуществляется в местностях на терри-
тории СССР со средней грозовой деятельностью 10 и более гро-
зовых часов в год.
К третьей категории молниезащиты относятся:
а) производственные здания и сооружения классов П-I, П-Па
и П-111 по ПУЭ и категории В, Г и Д по СНиП П-М.2-62, распо-
ложенные южнее 65-й параллели со средней грозовой дея-
тельностью 20 и более грозовых часов в год и при ожидае-
мом количестве поражений молнией сооружений в год не ме-
нее 0,05;
б) наружные емкости всех типов с взрыво- и пожароопасны-
ми жидкостями и газами емкостью более 100 л3 и все типы вер-
тикальных наружных труб высотой 15—30 м от поверхности
земли в местностях южнее 65-й параллели со средней грозовой
деятельностью 20 и более грозовых часов в год;
в) все типы вертикальных труб промышленных предприятий
высотой более 30 м от поверхности земли независимо от распо-
ложения на территории СССР;
г) жилые и общественные здания, возвышающиеся над уров-
нем общего жилого массива на 25 м и отдельно стоящие здания
высотой более 30 м, удаленные от массива жилых зданий более
чем на 100 м\
д) здания пионерских лагерей, санаториев, домов отдыха (и
по аналогии другие здания с большим количеством людей);
е) архитектурные и исторические памятники, защищаемые
независимо от места расположения на территории СССР;
ж) сельскохозяйственные здания и сооружения, в том числе
зернохранилища, элеваторы, водонапорные и силосные башни и
пожарные вышки высотой более 15 м, а также коровники и ко-
нюшни с большим количеством голов скота.
По пунктам «г» и «д» молнпезащита осуществляется в мест-
ностях на территории СССР южнее 65-й параллели со средне-
грозовой деятельностью 20 и более грозовых часов в год, а по
пункту «ж» — в областях с повышенной грозовой деятельностью
(см. СН 305—65, приложение 1).
92
Здания и сооружения третьей категории защищают только
от прямых ударов молнии и заноса высоких потенциалов по про-
водам и другим токопроводящим коммуникациям, вводимым в
здания и сооружения.
Среднегодовую продолжительность гроз определяют по соот-
ветствующим картам или на основании данных соответствующей
метеорологической станции.
Ожидаемое количество поражений молнией в год зданий и
сооружений, не оборудованных молниезащитой, определяют по
формуле
N== (S + 2г) • (L 4- 2г) п
1 000 000
где S— ширина защищаемого здания в м;
Ь — длина защищаемого здания в ж;
г — величина, равная 1,5/гх, где hx— высота здания по его
боковым сторонам;
п—среднее число поражения молнией 1 км2 земной по-
верхности в год, зависящее от интенсивности грозовой
деятельности и принимаемое при грозовой деятельно-
сти в грозо-часах в год:
20—40 грозо-часов — 2,5 поражения в год ;
40—60 грозо-часов-— 3,8 поражения в год:
60—80 грозо-часов — 5 поражений в год;
80—100 грозо-часов — 6,3 поражения в год;
Более 100 грозо-часов — 7,5 поражения в год.
Из приведенной характеристики объектов, отнесенных к III
категории молниезащиты, следует, что в процессе строительства
зданий и сооружений молниезащите подлежат все постройки
башенного типа: водонапорные башни, радио- и телевизионные
вышки, градирни, возвышающиеся опоры мостов и других соо-
ружений, опоры линий электропередачи и прожекторные вышки,
а также металлические леса и возвышающиеся над уровнем за-
стройки строительные машины и устройства, например башен-
ные и козловые краны, монтажные мачты и башни и пр.
Если каркас .зданий и сооружений металлический и элементы
каркаса электрически связаны между собой, то этот каркас мо-
жет быть использован в качестве молниеприемника и токоотво-
да. При наличии электрозащиты кранов (заземление) зазем-
ляющие устройства электрозащиты могут быть использованы в
качестве заземляющих устройств молниезащиты. Во всех случа-
ях, когда то или иное здание или сооружение подлежит молние-
защите по СН 305—65, проект молниезащиты должен являться
составной частью проекта здания или сооружения. При этом
объем предусмотренных проектом молниезащитных мероприя-
тий, вид молииеприемников и конструктивные особенности эле-
ментов молниезащиты принимаются по СН 305—65 в соответст-
93
вии с категорией молниезащиты, к которой относится защищае-
мое здание или сооружение.
Молниезащитные устройства должны выполняться в процес-
се строительства здания или сооружения в соответствии с ком-
плексным графиком производства строительно-монтажных
работ.
Осуществлять молниезащптные устройства после завершения
основных работ по сооружению объекта допускается только на
реконструируемых и дооборудываемых объектах.
Следует иметь в виду, что при строительстве зданий и соору-
жений для последующего размещения в них производств, отно-
симых по классификации к 1 и II категории молниезащиты, вы-
полнение всего комплекса относительно сложных молниезащит-
ных устройств может быть затруднено, порой практически
невозможно, экономически нецелесообразно и не вызывается не-
обходимостью. Так, при строительстве зданий и сооружений для
размещения производств, относимых к I и II категории, необхо-
димо учитывать, что в процессе возведения этих зданий и соору-
жений в них отсутствуют взрывоопасные вещества, т. е. те приз-
наки, по которым они были отнесены к этим категориям. Прак-
тически строительные объекты, за исключением складов горюче-
смазочных материалов и взрывчатых веществ, по степени пожа-
роопасности относятся к категориям В, Г и Д, а следовательно,
в период строительства могут быть отнесены к III категории
молниезащиты. Наружные емкости всех типов с горючими газа-
ми и жидкостями емкостью до 100 л3 также относятся к III ка-
тегории. Следовательно, в процессе строительства этих зданий
и сооружений необходимо выполнить комплекс молнпезащитиых
мероприятий в соответствии с III категорией молниезащиты.
Дополнительный комплекс молниезащитных устройств для при-
ведения в соответствие с проектом молниезащиты для I или II
категории может быть в этих зданиях и сооружениях осуществ-
лен после завершения основных строительно-монтажных работ.
2. ЗАЩИТА ОТ ПРЯМОГО УДАРА МОЛНИИ
Для защиты от прямого удара молнии устраивают молние-
отводы. Молниеотвод состоит из молниеприемника, токоотводов
и заземляющего устройства (заземления).
Здания или сооружения III категории защищают стрежневы-
ми или тросовыми (антенными) молниеотводами, отдельно стоя-
щими или устанавливаемыми на защищаемом сооружении.
Отдельно стоящий стержневой молниеотвод (рис. 34) состо-
ит из несущей части пли опоры 1, на которой укреплен молние-
приемник 2, токоотвода 3 и заземляющего устройства 4. Стер-
жневой молниеотвод, устанавливаемый на защищаемом соору-
жении, может не иметь несущей части. В этом случае молние-
приемник укрепляют на конструкциях сооружения, а токоотводы
94
прокладывают по стенам, колоннам и крышам бетонных, кир-
пичных и деревянных защищаемых сооружений.
Конструкция молниеприемников для стержневого молниеот-
вода приведена на рис. 35- Сечение молниеприемника принима-
ют не менее 150 мм2.
Антенный или тросовый молниеотвод состоит из молниепри-
емника в виде металлического троса, укрепленного на двух от-
дельно стоящих или установленных на защищаемом сооружении
опорах. К концам троса у опор присое-
диняют токоотводы, проложенные по
опорам и соединяющие молниеприемник
с заземляющими устройствами у осно-
вания опор.
При защите промышленных и граж-
данских сооружений от прямого удара
молнии величина импульсного сопротив-
ления растеканию тока заземлителей
должна быть не более 20 ом на каждый
токоотвод, а при защите наружных ем-
костей с горючими жидкостями и газами,
а также неметаллических вертикальных
труб промышленных предприятий и цен-
тральных котельных — не более 50 ом.
Для устройства тросового молниеот-
вода в качестве молниеприемника ис-
пользуют стальной оцинкованный канат
марки ТК (ГОСТ 3063—66) сечением
48,26 мм2. Использовать для этой цели
стальные канаты сечением менее 35 мм2
не допускается. По условиям механиче-
ской прочности применять тросовые мол-
ниеотводы в районах с особой гололед-
ностью не допускается.
Конструкция крепления троса мол-
ниеотвода к опоре должна быть надеж-
Рпс. 34. Отдельно стоя-
щий стержневой молние-
отвод
ной и обеспечивать устойчивую электрическую связь с токоот-
водом.
Сечение стальных токоотводов обычно принимают не менее
100 мм2. В качестве токоотводов используют стальной прокат
различного профиля, а также стальные тросы. Крепление токо-
отводов к опоре или конструкциям сооружения- и к металличе-
ской кровле в случае ее использования в качестве молниепри-
емника приведено на рис. 36.
От прямого удара молнии спальные корпуса и другие подоб-
ные объекты третьей категории по СН 305—65 допускается за-
щищать упрощенными методами с использованием близко рас-
положенных деревьев, линий электропередачи и пр. (СН 305—65,
пп. 60 и 61). Достаточность защиты одноэтажных зданий пло-
95
щадью до 100 м2 в этом случае должна быть проверена рас-
четом.
Высокие сооружения, имеющие металлическую кровлю (или
по аналогии металлические конструкции, возвышающиеся над,
сооружением), не требуют установки специальных молниеприем-
ников, роль которых выполняет металлическая кровля.
Рис. 35. Конструкции молнпеприемипков стержневого молниеотвода
а — из крупных стальных стержней; б — из тонкой стальной проволоки; в — из стальных
труб; г — из стали различных профилей (размеры в л/л); / — молниенрнемнпк; 2 — токо-
отвод; 3 — стальная проволока диаметром 2—3 мм
Допускается использовать в качестве молниеприемника ме-
таллическую сетку из стальной проволоки диаметром 6—8 мм с
ячейками размером 5X5 м, уложенную на неметаллическую
кровлю или под слой гидроизоляции (сетчатый молниеотвод).
В этом случае токоотводы укладывают по углам здания, ио не
более чем через 25 м по его контуру.
Защиту сооружений от прямого удара молнии допускается
выполнять с использованием в качестве молниеприемника сталь-
ной арматуры железобетона верхних покрытий. При этом арма-
96
Рис. 36. Способы закрепления токоотводов
а — на деревянных конструкциях; б — на кирпич-
ной стене; в — к металлической кровле; / — токо-
отвод: 2 — металлическая кровля: 3 — зажимная
пластина из стали
тура должна быть проварена в местах стыков и пересечений для
образования единой проводящей сетки.
Допускается использовать в качестве токоотводов арматуру
железобетонных колонн и других вертикальных железобетонных
конструкций (монолитных и сборных), если арматура сварена
между собой и имеет достаточное сечение.
Количество молниеприемников и их размещение зависят от
вида молниеотвода, размеров и характера защищаемого соору-
жения.
При защите промышленных и гражданских объектов количе-
ство молниеприемников выявляют в результате построения зон
защиты с учетом высоты молниеприемника, типа молниеотвода
и размеров объекта.
При защите дымовых труб количество молниеприемников и
токоотводов зависит от высоты трубы:
при высоте трубы до 50 м устанавливают один молниеприем-
ник и один токоотвод;
при высоте трубы от 50 до 100 м количество молнисприемни-
ков зависит от их высоты и образуемой защитной зоны и прини-
мается по расчету, но не менее двух молниеприемников и двух
токоотводов;
при высоте трубы более 100 м требуется установка верти-
кальных стальных стержней или уголков высотой 2 м через 3 м
по периметру трубы. По верхнему цоколю трубы укладывают
стальное кольцо сечением не менее 100 мм2, к которому привари-
вают основания всех молниеприемников. Такие же кольца уста-
навливают через каждые 10 м по высоте трубы и кольца прива-
ривают к токоотводам.
7—979
97
Зона защиты одиночного стержневого молниеотвода высотой
до 60 м представляет собой конус с образующей в виде лома-
ной линии (рис. 37). Основанием конуса является круг радиу-
сом r=l,5 h. Вертикальной прямой линией на рисунке обозна-
чен укрепленный на опоре молниеприемник стержневого молние-
отвода, а пунктирными линиями (продолжения наклонных
прямых сплошных линий) —линии построения зоны защиты.
Необходимые для построе-
ния зоны защиты величины
обозначены на рисунке.
Горизонтальное сечение
зоны защиты на уровне
верхней границы защищае-
мого объекта на высоте hx
представляет круг радиу-
сом гх, определяемый по
Зона защиты
По Х-Х Сна Высоте ftz)
зависимостям:
Рис. 37. Зона защиты одиночного
стержневого молниеотвода высотой
до 60 м
гх = 1,5 (Л — 1,25/iJ
при о hx — h;
гл = 0,75(/г —/?х)
при — h^hx h.
3
/ — граница зоны защиты на уровне зем-
ли; 2 — граница зоны защиты на высоте fix
Зона защиты одиночно-
го стержневого молниеотво-
да высотой более 60 м, но
не более 100 м по характе-
ру аналогична предыдущей,
но в ней основанием принят
круг радиусом 90 м, т. е.
г=90 м.
Радиус зоны защиты на
высоте hx в этом случае мо-
жет быть определен по за-
висимостям:
гх = 90 (1 - 1,25 при 60 < 1гх < /г;
гЛ = 45 (1 — y-j при ~ h hx <_,/?.
Зона защиты двойного стержневого молниеотвода при рас-
стоянии между опорами единичных молниеотводов а приведена
на рис. 38. Верхнюю границу зоны защиты на участке между
опорами строят в такой последовательности: проводят вертикаль-
ную прямую на середине расстояния между опорами и от по-
98
верхности грунта откладывают отрезок, равный 4й; из получен-
ной точки 0 через вершины молниеприемников проводят дугу
радиусом R. В вертикальном сечении 0—0 границы зоны строят
так же, как для одиночного стержневого молниеотвода высотой
/г0, а в торцовых частях — высотой h. Величины h0 и /г можно
вычислить аналитически по формулам:
Рис. 38. Зона защиты двойного стержневого молниеотвода
а— молниеотводы одинаковой высоты; б — молниеотводы различной высоты; / — граница
зоны защиты на уровне земли; 2 — граница зоны защиты на высоте hx
7=
99
h0 = 4h — J/9ft2 + 0,25a2 и
ft = 0,571ft0 + 0,183ft2 + 0,0357a2.
При a > 5h совместное действие двух стержневых мол-
ниеотводов нарушается (fto=0) и их нужно рассматривать
как самостоятельные одиночные стержневые молниеот-
воды.
Если высота двух одиночных стержневых молниеотводов, об-
разующих двойной стержневой молниеотвод, различна, то по-
Рис. 39. Зона защиты
четырехкратного стерж-
невого молниеотвода
строение зоны защиты осуществляется
следующим образом (рис. 38,6):
для молниеотвода большей высо-
ты строят зону защиты, как для оди-
ночного молниеотвода;
через вершину меньшего по высоте
молниеотвода проводят горизонталь-
ную линию до пересечения с границей
зоны защиты более высокого молние-
отвода (построенной в соответствии с
предыдущим указанием);
вертикальную линию, проходящую
через точку пересечения проведенной
/ — граница зоны защиты на
уровне земли; 2 — граница
зоны защиты на высоте hx
горизонтали и линии защиты молние-
отвода большей высоты, от точки М
до поверхности земли принимают за
фиктивный молниеотвод, высота ко-
торого равна высоте более низкого молниеотвода.
Построение зоны защиты между молниепрпемником меньшей
высоты и фиктивным молниепрпемником (сечение А—А
рис. 38, б) осуществляют так же, как и для двойного стержне-
вого молниеотвода одинаковой высоты.
При защите объектов многократными стержневыми молние-
отводами зону защиты с внешней стороны между двумя смеж-
ными молниеприемниками определяют, как зону защиты двой-
ного стержневого молниеотвода.
Для четырехкратного и более стержневого молниеотвода
для сооружений III категории необходимо, чтобы длина наи-
большей по величине диагонали многоугольника, образованного
единичными стержневыми молниеотводами D, была равна или
меньше 5ft (рис. 39), т. е. £>< 5ft.
Зону защиты одиночного тросового молниеотвода определя-
ют в зависимости от расстояния от земли до точки наибольшего
провеса троса ft (рис. 40,а). Приближенно стрелу провеса тро-
са для стальных проводов сечением 35—50 мм2 принимают рав-
ной: для пролетов до 120 м — 2 м и для пролетов 120—
150 м. — 3 м.
100
а}
По А~А
По Х-Х
6}
По к-к
Рис. 40. Зона защиты одиноч-
ного (а) и двойного (б) тро-
сового молниеотвода
1 — граница зоны защиты на уров-
не земли; 2 — граница зоны защиты
на высоте hx
По м-н
101
Верхняя часть зоны защиты вдоль троса ограничивается го-
ризонтальной прямой, проведенной на высоте h. В торцовых ча-
стях зона защиты определяется так же, как и для стержневого
одиночного молниеотвода, но не по высоте опоры, а по высоте
h В вертикальном сечении Б—Б радиус зоны защиты па уровне
земли принимают 1,25й, а на уровне 1гх вычисляют по формулам:
гОл = 1,25 (й— 1,25йА) при 0<СйА<С —-h;
3
гПх — 0,625 (й — йл.) п ри й < hx <; й.
Зона защиты двойного тросового молниеотвода высотой до
60 м при расстоянии между тросовыми молниеотводами менее
4/г приведена на рис. 40,6. Границу внешней зоны защиты в сто-
рону от тросового молниеприемника определяют так же, как и
для одиночного тросового молниеотвода. Границу внешней зоны
защиты между двумя конечными опорами тросовых молниепри-
емников, расположенную правее линии АВ или левее линии БГ
(рис. 40,6), определяют так же, как для двойного стержневого
молниеотвода. Высота зоны защиты по оси Л1—Л1 определяется
дугой, проведенной из точки, которая расположена на верти-
кальной оси, восстановленной из точки пересечения осей Л—Л
и Л1—Л4, на расстоянии Зй от поверхности земли (а не 4й, как
в случае двойного стержневого молниеотвода). Радиус дуги ра-
вен расстоянию от этой точки до точки па опорах тросового мол-
ниеприемника, расположенной на высоте й.
3. ЗАЩИТА ОТ ЗАНОСА ВЫСОКИХ ПОТЕНЦИАЛОВ
При ударе молнии в провода и опоры линии электропереда-
чи или другие токопроводящие коммуникации, имеющие ввод
в здание, по этим коммуникациям и линиям возможен занос вы-
соких потенциалов в сооружения.
Защита от заноса высоких потенциалов осуществляется для
объектов всех трех категорий молниезащиты.
Если в объекты, относящиеся к I и II категории молниеза-
щиты, запрещается ввод воздушных линий электропередачи, а
при вводе других коммуникаций существует ряд ограничений, то
для объектов III категории допускается ввод в здания как воз-
душных линий электропередачи, так и надземных и подземных
коммуникаций.
Защита от заноса высоких потенциалов по воздушным лини-
ям электропередачи напряжением до 1000 в осуществляется пу-
тем заземления штырей и крюков изоляторов па концевой опоре
(сопротивление заземлителя не более 30 ом), а также путем
установки на проводах ввода искровых промежутков или низко-
вольтных разрядников, подключенных к заземлителю с сопро-
тивлением не более 20 ом.
102
Защита от заноса высоких потенциалов по трубопроводам
осуществляется путем заземления трубопровода у ввода в объ-
ект (сопротивление заземлителя не более 20 ом и у двух бли-
жайших опор сопротивление не более 40 ол/). При значительной
длине трубопровод в дальнейшем заземляют через каждые
250—300 м (сопротивление не более 50 ом).
Подземные коммуникации у ввода следует присоединять
к заземляющим устройствам защиты от прямого удара молнии
или электрозащиты.
После завершения строительства объектов I и II категорий
мероприятия по защите от заноса высоких потенциалов (так же
как и мероприятия по защите от прямого удара молнии и ее вто-
ричных проявлений) должны быть приведены в соответствие
с требованиями проекта молниезащиты и категории объекта по
молниезащите.
4. ЗАЗЕМЛЯЮЩИЕ УСТРОЙСТВА МОЛНИЕОТВОДОВ
Основные конструктивные схемы заземлителей приведены
па рис. 41. Так же как и при устройстве электрозащиты, наибо-
лее часто при устройстве молниезащиты применяют протяжен-
ные и комбинированные заземлители, так как вертикальный за-
Рис. 41. Конструктивные схемы заземлителей
а — вертикальный; б — протяженный (горизонтальный); в — комбинированный
землитель ввиду ограниченных по условиям его устройства
размеров обладает значительным сопротивлением растеканию
тока.
При хорошей проводимости верхнего слоя грунта применяю?
протяженные заземлители при длине луча до 10 .и. В грунтах
с удельным сопротивлением более 4- 104 ом-см применяют ком-
бинированные заземлители при расположении полосы связи
в плане в виде прямоугольника, кольца пли лучей.
103
Элементы заземляющих устройств могут быть выполнены из
уголка,.круглой или полосовой стали сечением не менее 48 мм2
и толщиной не менее 4 мм2.
Заземляющие устройства рассчитывают по тем же формулам
и по той же методике, что и заземлитель электрозащиты (см.
табл. 35). Но при этом необходимо учитывать некоторые спе-
цифические особенности.
Ввиду импульсного характера тока молнии сопротивление
заземлителя току молнии может быть больше или меньше по
величине, чем при протекании такого же по величине тока про-
мышленной частоты. Вследствие этого явления при расчете за-
земляющих устройств молниеотводов необходимо учитывать
импульсный коэффициент.
Импульсный коэффициент аи измеряется отношением сопро-
тивления заземлителя току молнии (импульсного сопротивления
7?и) к сопротивлению этого же заземлителя растеканию тока
промышленной частоты (/?):
Значения импульсных коэффициентов для одиночных зазем-
лителей приведены в табл. 40.
Табл и.ц а 40
Тип заземлителя Значение импульсного коэффициента а при удельном сопротивлении грунта р в ом-см
0,5-10* 1-10< 310' 5-10* 10-10*
Вертикальный (одностержневой) с элек- тродом длиной 2—3 м . Протяженный (однолучевой) при длине полосы в м: 2,5 10 20 30 40 Протяженный (двухлучевой) при длине полосы в м; 5—10 20 40 . . . 60 . .... 80 Кольцевой диаметром в м: 4 . . . . ... G . . . 8 10 12 0,95 |о,95 |1,12 1,75 |о,95 11,12 1,75 0,8 0,8 0,94 0,98 0,99 0,8 0,8 0,9 1,1 1,4 1,7 0,8 0,9 1,1 1,4 1,7 0,7 0,79 0,84 0,88 0,89 0,6 0,6 0,7 0,9 1 1,3 0,6 0,7 0,9 1 1,3 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,4 0,4 0,5 0,7 0,8 0,9 0,4 0,5 0,7 0,8 0,9 0,4 0,4 0,44 0,46 0,59 0,35 0,35 0,4 0,6 0,7 0,8 0,35 0,4 0,6 0,7 0,8 0,34 0,35 0,34 0,38 0,4
104
При расчете заземляющих устройств молниеотводов необхо-
димо также учитывать, что коэффициенты использования (экра-
нирования) заземлителей при импульсных токах ниже, чем яри
протекании токов промышленной частоты, и приближенно мо-
гут быть определены
ц(1 = 0,85ц,
где ци — импульсный коэффициент использования;
ц— коэффициент использования при токах промышленной
частоты, определяемый по табл. 38 и 39.
Обозначив индексом «и» сопротивления одиночного зазем-
лителя, очага заземлителей и общего сопротивления заземляю-
щего устройства протеканию импульсного тока молнии, можно
записать расчетные формулы в следующем виде:
для одиночного заземлителя Ra=atlR;
R
для комбинированных заземлителей Ro „ =——;
«Пи
Rn.Vl -- Яи^?П,
где 7?п— сопротивление полосы связи;
— ^о.и* Яп.и
(Ro.H + ^п.ц)11ги
Пример. Определить импульсное сопротивление заземляющего устрой-
ства молниеотвода дымовой трубы высотой 70 м. Комбинированный заземли-
тель предполагается устроить из труб диаметром 63 мм, длиной 200 см. За-
глубление полосы связи 80 см. Грунт—суглинок, р = 10 000 ом-см. Повы-
шающий коэффициент Кп = 1.8.
Максимально допустимое импульсное сопротивление для заземляющих
устройств молниеотводов труб составляет: /?и = 50 ом. Расчетное сопротивле-
ние грунта составляет: р = 1,8- 10 000=18 000 ом см.
Сопротивление вертикального трубчатого электрода растеканию тока
промышленной частоты будет равно:
1
2
7?тр = 0,366
18 000
200
/ 2-200
Vg 6,3
4-80 4-200 \
4-80 — 200/
— 70,3 ом.
Rrp.„ — «„ 7?тр = 0,8-70,3 = 56,2 ом.
а„ = 0,8— принимаем по табл. 40 при длине трубы 2 м и удельном сопротив-
лении грунта 10 000 ом.
Сопротивление очага труб 7?0.и = 2 /?я=2-50—100 ом.
Необходимое количество груб
Ятр.„ 56,2 n гсп
п —------— =-----= 0,562 шт.
Ro ЮО
Так как по правилам безопасности заземлитель должен состоять нс ме-
нее чем из двух труб, принимаем п=2. Тогда сопротивление очага труб с уче-
том импульсного коэффициента использования при двух электродах н рас-
стоянии между трубами а = 21 (по табл. 38 щ =0,9) будет:
105
= ^тра, =------56^2---- = fM
0 «Т]1И 2-0,85-0,9
Так как сопротивление очага труб без учета влияния полосы связи мень-
ше допускаемого по условиям молниезащиты, то влияния полосы связи не
учитывают и дальнейшего расчета не производят.
V. СТРОИТЕЛЬНЫЕ ЛЕСА
Основными условиями, обеспечивающими безопасность ра-
боты на лесах, являются их прочность и устойчивость. Правиль-
ное решение конструкции лесов можно получить только путем
расчета в зависимости от фактических условий их работы с уче-
том эксплуатационных нагрузок, основные варианты которых
приведены на рис. 42.
°)
Рис 42. Схемы расположения нагрузок на настилг1х трубча-
тых лесов
а — для каменных работ; б — для каменных и облицовочных работ
106
На рис. 43 и 44 приведены схемы каркасов наиболее часто
применяющихся в строительной практике металлических труб-
чатых лесов.
Рис. 43. Леса конструкции ВНИОМС на соединениях в виде хомутов
1 — рабочий настил; 2 — защитный настпл; 3 — хомуты
1. ПОВЕРОЧНЫЙ РАСЧЕТ ЛЕСОВ КОНСТРУКЦИИ ВНИОМС
Леса конструкции ВНИОМС на соединениях в виде глухих
и поворотных хомутов (рис. 43) могут применяться для зданий
сложной конфигурации в плане, а также на наклонных площа-
дях, сохраняя горизонтальность рабочего настила. Конструкция
лесов на хомутах позволяет изменять шаги стоек, расстояние ме-
жду рядами стоек, а таклкй высоту яруса.
Стойки стыкуют при помощи патрубка, вставляемого в верх-
ний конец элемента стойки. Очередной по высоте элемент стой-
ки (длина элементов стоек 2 и 4 л) надевают па патрубок, ко-
торым он опирается на торец нижнего элемента без дополни-
тельных креплений.
Для расчета лесов конструкции ВНИОМС стойки необходи-
мо считать непрерывными по высоте с жесткими стыками. Сое-
динения поперечин, несущих настил, со стойками осущест-
107
Рис. 44. Леса конструкции Промстройпроекта (Ленпромстроя) на безболтовых соединениях
108
вляется при помощи хомутов, создающих момент за счет экс-
центричности присоединения. Эксцентриситет е = 7,2 см обуслов-
лен конструкцией соединительного двойного хомута и диаметром
трубчатых стоек и поперечин, равным 60/53 мм (рис. 43). Креп-
ление лесов к стене (через 6 м в шахматном порядке) и по-
становка достаточного количества диагональных связей не по-
зволяют узлам лесов сме-
щаться в горизонтальной
плоскости.
Настил лесов щитовой,
продольный, укладывае-
мый вдоль фасада здания.
Щиты настила работают
совместно.
Условия опирания лесов
на грунт таковы: стойки ус-
танавливают на металличе-
ские башмаки, каждая пара
стоек опирается на дере-
вянную подкладку, уклады-
ваемую на подготовленное
основание перпендикуляр-
но стене.
Подсчет нагрузок на
поперечины лесов от веса
материалов (временная
нагрузка)
Как видно из схем рас-
положения нагрузок, слу-
чай, приведенный на рис.
42,6, является невыгодным
Рис. 45. Схемы распределения времен-
ных нагрузок на настил (в зоне распо-
ложения материалов)
вариантом загружения ле-
сов. Нагрузка в виде под-
донов с кирпичом размером
900X1900 мм и весом
1100 кг, а также ящиков с
раствором размером 600X 1000 мм и весом 200 кг располагается
так: ящики и поддоны чередуются по одному при расстоянии
между ними 200 мм.
При совместной работе поддона с кирпичом и щитов на-
стила для удобства расчета принимаем, что поддон делится на
две части, а вес каждой части прилагается в ее центре. В этих
условиях распределения нагрузок реакции определяют по рас-
чету в такой последовательности (рис. 45):
в первом пролете в осях 1—2 (рис. 45,а) нагрузка, переда-
ваемая на первый и второй прогоны;
109
„ 100-190+100-140 + 550-47,5 ОГ1С „
Л5 =-----------------!------— л; 295 кГ:
200
R2 = (100 + 100 +- 550) — 295 « 455 кГ;
во втором пролете в осях 2—3 (рис. 45,6) нагрузка располо-
жена симметрично первому пролету и составляет /?2=455 кГ
и /?3 = 295 кГ (это только в зоне расположения материалов).
Дополнительная нагрузка на консоли поперечин в осях 2—3 от
трех рабочих (вес их по 100 кг), расположенных в рабочей зоне,
составит: R'2 =150 кГ и R'3 = 150кГ;
в третьем пролете в осях 3—4 (рис. 45, в) нагрузка, переда-
ваемая на третий и четвертый прогоны:
_ 550-117,5 + 550-22,5 „о„ „
/<<> —--------!--------= 382 кГ;
3 200
Rt = (550 + 550) — 382 = 718 кГ.
Следовательно, для крайних поперечин суммарная времен-
ная нагрузка от материалов может изменяться в пределах от 295
до 718 кГ без учета нагрузки в рабочей зоне, где расположены
рабочие. Нагрузка от рабочих на крайние поперечины составля-
ет 150 кГ. Тогда пределы изменения нагрузки на крайние попе-
речины составят: от 295+150 = 445 кГ до 718+150=868 кГ.
Максимальная нагрузка, приходящаяся на поперечины про-
межуточных пар стоек по осям от 2 до п—1 при наиболее не-
выгодном расположении груза, составит: (2-455) + 150 =
= 1060 кГ.
Подсчет нагрузок на стойки лесов от веса материалов
(временная нагрузка)
По осн 1 (рис. 46, о) нагрузка, передаваемая на стойки, со-
ставит;
„ 150-230 + 295-162 „
R. = ---------!------= 413 кГ;
л‘ 200 ’
REi - (150 + 295) — 413 = 32 кГ.
При отсутствии нагрузки на консоли поперечины реакция
R'a уменьшается, а реакция R'B возрастает, т. е.:
J95T62 = 240 кГ
л‘ 200
R'bt = 295 — 240 = 55 кГ.
Таким образом, при наличии нагрузки на консоли поперечин
нагрузки на стойки ряда А будут наибольшими, а стойки ряда
Б будут недогруженными. При отсутствии нагрузки стойки ряда
А воспринимают около 80% нагружения в зоне материалов.
ио
Нагрузка, передаваемая на стойки по оси 2 (рис. 46,б):
150-230 + 91 0-161 =9Ю
А 200
R = (150 + 910) — 910 = 150 кГ.
Нагрузка, передавае-
мая на стопки, по оси 3
(рис. 46,в):
_ 150-230 4-677-162 _
А— 200
= 727 кГ;
R^ = (150 + 677) —727 =
= 100 кГ.
б)
Нагрузка, передавае-
мая на стойки, по оси 4
(рис. 46, а):
150-230 + 718-162 _
- 200
= 752 /сГ;
Я£1 = (150 + 718)-
— 752 = 116 кГ.
Подсчет нагрузок на
стойки лесов от
веса настила
(постоянная нагрузка)
Нагрузку от рабочего
настила принимаем как
равномерно распределен-
ную: q=600 • 0,05 • 1 =
=30 кИм2 при толщине
настила 6 = 5 см и объем-
ном весе у=600 кг[м3.
Площадь настила,
приходящаяся на пару
средних стоек, составит:
Нп=2(24-0,55) =5,1 м2, а
его вес Рп=5,1*30=
= 153 кг.
150кГ 11ВкГ
200
Рис. 46. Схемы расположения временных
нагрузок на поперечины (в зоне располо
жеиия материалов)
Ill
Погонная нагрузка
Рк 153 сг. ,
q — —— =-----= 60 кгм,
4 I 2,55 '
где /=2,0+0,55 = 2,55 м (см. рис. 42).
Тогда нагрузка, передаваемая на средние стойки ряда от ве-
са настила,составит:
„ 2,55
60-2,55—
R. =----------— = 97,5 кГ;
Лн 2
Rr = 153 — 97,5 = 55,5 кГ.
£н
Нагрузка от собственного веса элементов (постоянная нагрузка)
Вес стойки диаметром 60/53 мм и длиной 4 м с вваренным
патрубком диаметром 48/41 мм и длиной 350 мм в соответствии
с ГОСТ 3262—62 составит
Рс т = 4 • 4,88 + 0,35 • 3,84 = 19,52 + 1,34 = 20,86 кг.
Вес поперечины длиной 2,7 м, усиленной трубой диаметром
48/41 мм, длиной 1,4 м
/’попер = 2,7 • 4,88 + 1,4 • 3,82 = 13,2 + 5,4 = 18,6 кг.
Вес продольной связи длиной 2 м и диаметром 48/41 мм:
Рпр св = 2 • 3,84 = 7,68 кг.
С учетом дополнительного веса сварных швов округленно
принимаем: Рст = 21 кг; /3Попср=19 кг; РПрсв = 8 кг.
Учитывая наличие консоли на поперечине вес ее распреде-
лится между двумя стойками
„ 19-1,35 . „ _
/<л —---------= 12,9 кг;
лп 2
R = 19—12,9 = 6,1 кг.
П
Таким образом, в каждом ярусе от собственного веса конст-
руктивных элементов на стойку ряда А, кроме крайних, пере-
дается 12,9+8 = 20,9 кг, не считая собственного веса стойки.
Следовательно, при высоте секции лесов //=20 м нагрузка
на средние стойки ряда А (кроме крайних) нижнего яруса, со-
ставит при 10 ярусах:
от веса стойки 21 • 5 = 105 кГ;
от веса поперечин и продольных связей 20,9- 10=209 кГ;
от веса рабочего настила и одного защитного настила
97,5-2 = 195 кГ;
от временной нагрузки (максимальное значение Rr ) 910 кГ.
Итого 1419 кГ.
Нагрузка для крайних стоек ряда А:
qt веса стойки 21 -5= 105 кГ;
о г веса связей и поперечин (12,9 + 4) 10 = 169 кГ;
112
от веса рабочего и защитного настилов —— =97,5 кГ\
от временной нагрузки (RA ) 752 кГ.
Итого 1123,5 кГ.
Нагрузка для средних стоек ряда Б:
от веса стойки 21-5 = 105 кГ;
от веса связей и поперечин (6,1+8) 10 = 148 кГ\
от веса рабочего и защитного настилов 55,5-2=111 кГ\
от временной нагрузки (RB ) 150 кГ.
Итого 514 кГ.
Нагрузка для крайних стоек ряда Б:
от веса стойки 21 • 5 = 105 кГ;
от веса связей и поперечин (6,1 + 4) 10=104 кГ;
55 5*2
от веса рабочего и защитного настилов ——— =55,5 кГ;
от временной нагрузки (RE ) 116 кГ.
Итого 380,5 кГ.
Проверка напряжений в стойках
Работу стоек в нижнем ярусе проверяют на полную нагруз-
ку, а в верхнем ярусе — только на постоянную и временную на-
грузки с одного яруса и с рабочего настила.
Максимальная нагрузка на стойку ряда А нижнего яруса
составляет 1419 кГ~1420 кГ. Она передается с вышерасполо-
женных ярусов центрально. При такой нагрузке внецентренное
приложение веса поперечной и продольной связей (эксцентриси-
тет 7,2 см) практически не влияет па результат, поэтому им
можно пренебречь. Следовательно, стойки нижнего яруса ра-
ботают на продольный изгиб при центральном приложении на-
грузки.
Для трубы диаметром 60/53 мм и площадью F = 6,22 см2 мо-
мент инерции (У) составляет 24,92 см4, радиус инерции i =
Г j / 24 92
= "1/ — = "I/ 6 ’ ~ =2 см и момент сопротивления (ж) =
= 8,3 см3.
Расчетная длина стойки в пределах яруса /о=2ОО см, гиб-
„ L 200 . лп . ,
кость Х= ~ =100, соответственно коэффициент про-
дольного изгиба ср = 0,6.
Тогда нормальные напряжения в нижнем ярусе наиболее
загруженной стойки составят
2 Q 1420 „оп п. 2
ст = —- = —------- = 380 кГ см2,
Ftp 6,22-0,6
где Q— максимальная нагрузка на стойку ряда А нижнего
яруса;
F— площадь сечения стойки.
8—979
113
В верхнем ярусе для наиболее нагруженной стойки ряда А
нагрузка складывается из: временной нагрузки 910 кГ; посто-
янной нагрузки от веса рабочего настила Рн=97,5 кГ\ постоян-
ной нагрузки от поперечины и продольных связей (собственный
вес элементов одного яруса 12,9+8 = 20,9 кг). Итого SQ= 1028 кЛ
Нормальные напряжения в верхнем ярусе наиболее нагру-
женной стойки составят при внецентренном приложении на-
грузки
2Q , М 1028 , 1028-7,2 , ОПА г. „
о = —- 4-----=----------4-------— = 275 + 890 кГ см2,
Ftp ~ W 6,22-0,6 ~ 8,3 “ 1
т. е. ^=1165 кГ)см2 и о2 = 615 кГ/см2, что меньше допускаемого
напряжения [ст] = 1600 кГ/см2.
Поскольку металлические трубчатые леса относятся к кате-
гории временных сооружений, то рассчитывать их можно по до-
пускаемым напряжениям, так как методика расчета по допус-
каемым напряжениям представляет собой частный случай мето-
дики расчета по первому предельному состоянию, когда все
коэффициенты перегрузки для элементов лесов приняты одина-
ковыми
При расчете по допускаемым напряжениям коэффициент за-
паса по отношению к нормативным сопротивлениям (пределу
текучести) для стали марок Ст.0 и Ст.З принят 1,36, а допус-
каемые напряжения в соответствии со СНиП П-А. 10-62 состав-
ляют:
от основных нагрузок для Ст.0 [ст]=1400 кГ/см2, для Ст.З
[о]= 1600 кГ/см2-
от основных и дополнительных нагрузок соответственно [о] =
= 1600 кГ)см2 и [ст] = 1800 кГ]см2.
В расчете не учтен коэффициент динамичности приложения
нагрузки при подаче контейнеров башенными кранами на рабо-
чий настил: Лд= 1,2 (при плавном опускании груза).
С учетом коэффициента динамичности максимальные напря-
жения в стойке будут
Отах = О1Ад = 1165 • 1,2 — 1399 кГ/см2.
Проверка напряжений в поперечинах
Для расчета принимаем наиболее нагруженную поперечину
по оси 2 (см. рис. 46,6), учитывая также нагрузку от настила
q = 0,6 кГ/см.
Определим величину изгибающих моментов М:
под силой 150 кГ
Му = — — = — °’6'25а = - 200 кГ-см-
2 2 ’
1 Н. С. С т р е л е ц к и й, А. Н. Г е и и е в, Е. И. Б ел спя и др. Метал-
лические конструкции. Стройиздат, 1961.
114
ла опоре Л
/И2=—— — р/ = — 0,6-552------- 150-30= — 900— 4500 =
2 2 2
= — 5400 кГ см;
под силой 910 кГ
м-------0,6-552 — 150-684- 910-38=
2 2
= - 900 4- 433 — 10 200 4- 34 500 = 23 833 кГ см.
Напряжения от опорного момента составляют
Поперечины в пролете (см. рис. 46, сечения 1—1) усилены
приваренной трубой диаметром 48/41 мм и длиной 140 см. Мак-
симальный изгибающий момент Мшах находится в усиленной
части.
Момент сопротивления для усиленной части
г,_, _ =J, + 7, + F, + л, О* ,
"1
где 4осТ — момент инерции составного сечения
(/-/);
Jt— момент инерции поперечины;
J2— момент инерции приваренной трубы;
/4— площадь сечения поперечины;
F2—площадь сечения приваренной трубы;
ал—расстояние от центра поперечины до
приваренной трубы;
а2—расстояние от центра приваренной
трубы до поперечины.
^ = 3,04-2,4=5,4 см—расстояние от центра поперечины до
центра приваренной трубы.
/сост = 24,92 4- 12,16 4- 6,22 • З2 4- 4,89- 2,42 = 121,22 см\
w = 121^22 = 22 5
1-1 5,4
Максимальные напряжения в пролете поперечины
23 833 г, 2
Отах= —Л = 10°2 КГ!СМ -
Таким образом, конструкция поперечин имеет достаточную
прочность даже при учете коэффициента динамичности /<д=1,2,
так как максимальное напряжение с учетом коэффициента ди-
намичности составляет ошах= 1062 • 1,2= 1274 кЛ/слг2<[о’].
S*
115
Проверка напряжений в щитах настила
Щиты настила рассчитывают на изгиб, как балку на двух
опорах.
В лесах конструкции ВНИОМС щиты настила расположе-
ны параллельно стене и опираются на поперечины.
Рассматривая пролеты 2—3 и 3—4 (см. рис. 45) установим,
в котором из них значение изгибающего момента будет наиболь-
шим.
В пролете 2—3 (см. рис. 45, б) наибольшее значение изги-
бающего момента составит:
Л4,пах = Т?2 • 47,5 = 455 • 47,5 = 21 612 кГ • см.
В пролете 3—4 (см. рис. 45, в) наибольший изгибающий мо-
мент равен:
Л4тах = Аз • 82,5 = 382 • 82,5 = 31 500 кГ • см.
Это значение максимального изгибающего момента и принима-
ем для проверки щитов.
Щиты настила работают совместно за счет выпусков соеди-
нительных планок под соседние щиты. Поэтому, принимая для
расчета ширину щита, равную ширине контейнера (Ь=90 см),
получим момент сопротивления щитов из досок толщиной б =
= 5 см;
w, 6 6s 90-53 „_с
W =------ = --= 375 см3.
6 6
Максимальные напряжения в щитах настила с учетом коэф-
фициента динамичности приложения нагрузки составят
Птах = = —^°51,2 = ЮО кГ/СМ? = [о].
Допускаемые напряжения [о] в деревянных элементах из
сосны и ели по СНиП 11-В.4-62 (табл. 4) при высоте элементов
до 50 см составляют
[о] = —= 100 кГ/см2,
1 J Kptn 1,2-1,1 '
где R—расчетное напряжение;
Ад— коэффициент динамичности;
т—коэффициент условия работы.
Таким образом, прочность настила достаточна, так как
Отах — [о]»
Определение величин опорных моментов стойки
Расчетная схема стойки лесов для каменных и облицовочных
работ представлена на рис. 47: где Рх — усилие, передаваемое
поперечиной от собственного веса, веса рабочего настила и вре-
менной нагрузки на рабочем ярусе; Р2 — усилие от веса попере-
116
чины; Р3 — усилие от веса поперечины и защитного настила;
е — эксцентриситет приложения нагрузок.
Для расчета распределения опорных моментов в элементе
стойки приложим момент М, равный единице в верхнем узле
(рис. 48). В этом случае уравнение трех моментов будет запи-
сано в таком виде:
Mol + 2МТ (I + /) + М21 = — 6
или, сокращая на I и учитывая, что Мо=0, получим;
4ЛД + Л42 = — 1-
Z /
2'3'1)
Так как ТИ2 в шарнире равен также нулю, то 4 ЛГ =
=—1 и 44, = —0,25.
Если единичный момент приложим в среднем
узле элемента стойки, то уравнение трех моментов
после сокращения на I будет таким: Л4о+47И1-|-
+ Л12=—6^------|-\ Так как 7Ио = Л42 = 0, то 4Mt=
= —2 и ЛД = —0,5.
Графическое распределение моментов в стойке
для двух рассчитанных случаев представлено на
рис. 49 как результат сложения опорных моментов
с приложенным моментом, равным единице.
В случае загружения смежных ярусов стойки
Рис 47. Расчетная схема стойки лесов
при помощи этих эпюр можно найти величину опорных момен-
тов в любом узле стойки, а для подбора размеров сечения при-
нять наиболее невыгодное загруженпе, соответствующее наи-
большим значениям опорных моментов пли нормальных сил.
Как видно из рис. 49, а, невыгодное загруженпе соответствует
приложению единичного момента в верхнем узле стойки
Напряжение в стойках лесов проверяют после подбора их
сечений на действие максимального момента Л4шах и соответст-
вующее ему значение продольной сжимающей силы или на мак-
симальную продольную сжимающую силу Nmax и соответствую-
щее ей значение изгибающего момента.
Величина опорного изгибающего момента в стойках зависит
от величины нагрузки, передаваемой на стойку с поперечины че-
рез узловой хомут, и эксцентриситета, т. е.
М = Ре кГ см.
Величина эксцентриситета е определяется диаметрами соеди-
няемых трубчатых элементов в узле и конструкцией хомута и со-
ставляет для лесов системы конструкции ВНИОМС
е== +
2 2
где С=1,2 см в хомутах из полосовой стали толщиной 6 = 6 мм.
117
Для узлов соединения стоек диаметром 60/53 мм и поперечин
с таким же диаметром
е = А + А_|_ 1 2 = 7,2 см.
2 2
Для узлов соединения продольных связен диаметром 48/41 льм
со стойками
е = + 1,2 = 6,6 см.
2 2
Рис. 48. Схема
загружения
элемента стой-
ки единичным
моментом
Рис. 49. Эпюры от единич-
ных моментов
а — единичный момент располо-
жен в верхнем узле; б — то же.
в среднем узле
Воздействие ветро-
вой нагрузки на леса
учитывают дополни-
тельно к основной на-
грузке и как горизон-
тальное усилие с уче-
том аэродинамического
коэффициента. Ветро-
вую нагрузку прини-
мают в соответствии
со СНиП П-А. 11-62
«Нагрузки н воздей-
ствия».
Горизонтальные уси-
лия, вызываемые вет-
ровым отсосом, вос-
принимаются систе-
мой крепления секций
лесов к объекту и
практически нс оказы-
вают заметного влия-
ния на работу стоек.
Расчет лесов конструкции ВНИОМС на устойчивость
В лесах конструкции ВНИОМС на хомутах, как было сказа-
но выше, все вертикальные нагрузки передаются с поперечин
на стопки с одной стороны стойки через соединительный хомут.
Под действием опорного момента, приложенного в узле, стоп-
ка в ярусе получает некоторый прогиб в плоскости действия мо-
мента. Продольная сжимающая сила создаст на месте прогиба
дополнительный изгибающий момент, влияние которого на ра-
боту стойки при достаточной ее гибкости может оказаться весь-
ма существенным при превышении продольной силой предель-
ных значений.
Стопки этих лесов собирают из элементов длиной 4 м (кроме
нижнего, длина которого может быть равна 2 м).
118
При производстве каменных работ с применением лесов на
элемент стойки может передаваться только один сосредоточен-
ный опорный момент от временной нагрузки на рабочем настиле.
Этот момент может быть приложен либо в верхнем узле стойки,
либо в среднем. Наиболее невыгодно его приложение в верхнем
узле.
В лесах конструкции ВНИОМС на хомутах потеря устойчи-
вости может иметь место в плоскости действия момента и из
плоскости действия момента.
Рассмотрим эти два случая.
Общий случай работы одного загруженного
яруса стойки показан на рис. 50. На элемент стой-
ки действует продольная сжимающая сила Р, мо-
менты, приложенные в узлах ЛД и М2, и попереч-
ные силы Q от моментов как реакции продольных
связей. Под действием опорных моментов, направ-
ленных так, что они изгибают стойку в одну сто-
рону, стойка прогибается в середине на величину у.
Сжимающая сила Р создает дополнительный изги-
бающий момент в плоскости действия опорных мо-
ментов.
Согласно рис. 50 напишем выражение для изги
Рис. 50. Общин случай продольного изгиба стойки
бающего момента в любом сечении х рассматриваемого яруса
стойки:
Мх — М2 -|- Qx Ру.
Для нахождения максимального изгибающего момента нуж-
но составить дифференциальное уравнение, которое в общем ви-
де записывается так:
Ely" = — Мх,
где Е—модуль упругости;
у"— вторая производная от прогиба у по длине стержня;
J— момент инерции стержня.
Подробное решение этого дифференциального уравнения из-
ложено в книге Н. Д. Золотницкого и П. Ф. Дроздова «Условия
безопасной работы на металлических лесах» (Изд-во МКХ
РСФСР, 1951).
В результате получено общее выражение величины макси-
мального момента
Mnax = М' V" 1 + а2 — 2а cos th ,
max sin th v
где t=
119
h — высота яруса;
С‘2
а =---- =----;
ei Mt
M2—меньший по абсолютной величине опорный момент;
q и е2— условные эксцентриситеты приложения продольной
силы.
а изменяется от +1 до —1 (при двустороннем расположении по-
перечин).
Если Л12 = 0, то а = 0 (в нижнем ярусе стойки)
____ -Mpn Ре0
max sin th sin th
где e0=7,2 см.
Вместе с тем из решения дифферен-
циального уравнения сделан вывод, из
которого следует, что изгибающий мо-
мент в любом сечении стойки данного
яруса не превысит величины опорного
момента, пока сжимающая сила Р не
превысит значения четверти критической
силы:
Рэ _ л2 EJ
4 ~ 4Л2 ’
где Рэ — эйлеровская критическая сила.
В лесах на хомутах при односторон-
нем расположении поперечин, передаю-
щих опорные моменты на стойку, а
изменяется от —1 до 0.
При равенстве абсолютных значений опорных моментов а=
= — 1 и эпюра моментов стойки имеет вид, представленный на
рис. 51, а. При отсутствии опорного момента в нижнем узле
(М2 = 0) эпюра моментов имеет вид, представленный на
рис. 51,6. Здесь пунктирная кривая учитывает дополнительные
моменты от продольной силы на прогибах стойки от основных
и опорных моментов.
Из решения дифференциального уравнения также следует,
что отношение условных эксцентриситетов
— = cos th,
ei
но — = а, следовательно, a=cos th и превышение Л4Шах над
опорным моментом в пределах данного яруса может иметь
место либо при возрастании а, когда cos th постоянен, либо при
уменьшении cos th, когда постоянно а.
Отсюда вытекает условие
Л/тах > <п, когда <z > cos th.
м макс
с) м, б)
М2
Рис. 51. Предельные слу-
чаи отношения момен-
тов в ярусе
120
Когда ct<cos th, наибольшим действительным изгибающим мо-
ментом в сечениях стойки будет больший из опорных моментов.
Это именно то условие, которое требуется выяснить расчетом
при рассмотрении устойчивости стойки в плоскости действия
опорных моментов.
Прежде чем перейти к расчетной проверке, преобразуем вы-
ражение cos th.
Поскольку t —
cos th = cos л
где Ррасч — расчетная сжимающая сила.
Тогда условие будет выражено:
^шах ^оп>
^Тпах ^оп>
когда а > cos л
когда а < cos л
Проверка устойчивости лесов в плоскости действия момен-
тов. Реакция стойки от временной нагрузки Рвр или усилие по
расчету (см. рис. 46,6) составит: Рвр = Рл =910 кГ.
Постоянная нагрузка без учета собственного веса стойки со-
ставляет 118,4 кГ.
Тогда Р = Рвр + Рпост = 910 + 118,4 = 1028 кГ.
Ррасч = РК = 1028 2 = 2056 кГ <
гдеРэ=12 900 кГ (табл. 41);
К=2 — двойной коэффициент перегрузки.
12 900
4
Таблица 41
Расчетные величины для водогазопроводпых труб
наружный диам етр в мм толщина стенки в мм вес 1 м в кг площадь сечения в см2 момент инерции J в см* момент сопро- тивления V7 в см1 критическая * сила Рэ в кг
48 3,5 3,84 4,89 12,16 5,06 6 300
60 3,5 4,88 6,22 24,92 8,3 12 900
* Для элемента стойки длиной 2 м.
При этой величине продольной силы Р максимальным яв-
ляется опорный момент.
Проверим по условию
121
M> = (Pnp + PnocT)t'= (910 + 118,4)7,2 = 7401 кГ-см.
При М2 = 0, а — О
cos л Л/ -^2- = cos | 180 Л/ | = cos 70° = 0,342;
У Рэ \ V 12 900 / ’
а < 0,342 и Mmax = Моп = 7401 кГ см.
В этом случае сохраняется пропорциональность напряжения на-
грузкам и проверку расчета лесов производят по допускаемым
напряжениям
Р , М 1028 7430 . г 2
о ~--------- и= ------=------= 1664-896= 1062 кГ см2.
F W 6,22 8,3
В нижнем ярусе продольная сжимающая сила стойки скла-
дывается из временной нагрузки, собственного веса металличе-
ских элементов и веса настила:
р — р -P2P -р р п 4- р -1L -
1 1 вр Я наст ~ 2 попер 'b । 7 ст
= 910+ 2-97,5 4-20,9-10+ 21 — = 1419кГ,
2
где /1=10— число ярусов.
= 1419-2 = 2838кГ<-^ = ^%/\
где К — двойной коэффициент перегрузки.
В этом случае, как и в предыдущем, нет необходимости прове-
рять устойчивость стоек на продольный изгиб. Но если высота
лесов достигает 40 м, а число ярусов 20, в этом случае
Р = 910 + 2-97,5 + 20,9-20 + 21 Ц- = 1733 /+’;
Ррасч= 1733-2 = 3466кГ>-^- = кГ.
Тогда производим проверку устойчивости нижней стойки на
продольный изгиб с центральным приложением сжимающей си-
лы (с учетом гибкости стойки).
Как уже определили выше для груб диаметром 60/53 мм, ра-
диус инерции г=2 см, а гибкость Л= 100. Соответственно коэф-
фициент продольного изгиба <р = 0,6.
Тогда а =——
Ftp
1733
6,22-0.6
= 465 кГ/см2.
Стойки лесов отвечают требованиям устойчивости даже при
коэффициенте перегрузки, равном 2.
Проверка устойчивости лесов в направлении, перпендику-
лярном плоскости действия моментов. Если в плоскости дей-
ствия моментов обеспечена несмещаемость узловых соединений
элементов в секции лесов, то при креплении лесов к конструк-
122
Рис. 52. Продольный
изгиб стойки с упру-
гой средней опорой
циям объектов в стыках стоек (например, через 4 м по высоте
и по горизонтали в шахматном порядке) средние узлы элемен-
тов стоек под действием продольной силы могут перемещаться
в направлении, перпендикулярном плоскости действия опорных
моментов при упругом сопротивлении связанных с ними элемен-
тов. Элемент стойки в пределах двух ярусов начинает работать
на продольный изгиб, как балка, сжатая продольной силой и
имеющая упругую опору в середине пролета.
Упругость этой опоры измеряется вели-
чиной отпора продольных связей прогибу
рассматриваемой стойки.
Величина упругого отпора а2 есть сила,
вызывающая единичный прогиб в элемен-
тах, оказывающих упругое сопротивление.
Эта сила характеризует упругость проме-
жуточной опоры (рис. 52).
Верхний предел для критического зна-
чения сжимающей силы получается при аб-
солютной жесткости промежуточной опоры
а = оо, когда стержень изгибается по двум
полуволнам (рис. 52,с), и равен:
р _ я.2 EJ __ 4л2£7
КР“ hj ~ h2 ’
где — h2— —h.
Нижний предел критической нагрузки
получаем при условии, что промежуточная опора абсолютно по-
датлива (ci2 = 0). Тогда изгиб стержня происходит по одной по-
луволне (рис. 52, б):
р _ л2 Е.Г
Кр“
Предельное значение жесткости промежуточной опоры, при
котором стойка уже может изгибаться по двум полуволнам, оп-
ределяется из уравнения
4st2EJ _ а2 h
№ ~ 4 ’
Л
где — — расстояние от промежуточной опоры до места наи-
большего прогиба (см. рис. 52, а).
Откуда
16л2Е/
а2тах — ...
При всяких промежуточных значениях 0<ct2<a2max значе-
ние критической силы будет находиться между верхним и ниж-
ним пределами для данного стержня.
123
Существуют способы точного определения промежуточных
значений критической силы, которые трудоемки и не исключают
ошибок при вычислениях методом последовательных приближе-
ний.
Для практических целен достаточно приближенного опреде-
ления промежуточных значений критической силы по графику,
приведенному на рис. 53.
При ci2 = 0 (одна полуволна) величина обращается в
нуль и тогда
л2 EJ
Ркр= Рэ=——. а отношение Ркр:Рэ=1.
Рис. 53. График зависимости критической силы
от величины упругого отпора средней опоры
в двухъярусной стойке
При a2 = ci2max (по двум полуволнам) =16 и тогда
Р э
п 4л2£/ п л
Ркр = = 4PS, а отношение Ркр:Рэ=4.
Для примера рассмотрим прогиб элемента стойки трубчатых
лесов ВНИОМС длиной 4 м при упругом сопротивлении других
элементов секции в среднем узле. Для этого выделим из карка-
са лесов ячейку в виде системы связанных между собой стерж-
ней, закрепленную в четырех точках к неподвижным опорам.
Возможная форма изгиба этой системы приведена на рис. 54
пунктиром. Каждая изгибаемая стойка испытывает упругое со-
противление продольной связи.
Величина упругого отпора иеразрезноп четырехметровой про-
дольной связи определяется из условия
б==а^ = 1
48/"’./
где б— прогиб балки на двух опорах;
J— момент инерции.
48£У 48-2,1-10».12,16 1n ,с „
а2 = —-— =------------------ = 19,15 кГ.
& 43. щч
124
Обращаясь к графику (рис. 53) и табл. 41, определим абс-
циссу:
a2h <z2/z3 19,15-43 10,! _2 45
Рэ ~ n?EJ~ 10-2,1 • 10с-24,92 “ ’
Этому значению соответствует отношение Ркр: Рэ= 1,45
(см. рис. 53).
п , Л2£У , .с 10-2,1.10".24,92
Тогда Ркр = 1,45 — = 1,45------------—----------=
= 1,45’3270 = 4740 кГ.
Это почти в 1,5 раза
больше предельного расчет-
ного усилия в нижнем яру-
се стойки лесов для камен-
ных работ Ррасч = 3466 кГ
(см. выше).
Следовательно, при по-
становке креплений секции
лесов к объекту в каждом
стыке стоек устойчивость
обеспечена.
В лесах конструкции
BHFIOMC по техническим
условиям крепления секций
к объекту устанавливают
через 6 л по высоте стопки
и по горизонтали в шахмат-
ном порядке. В этом случае
стойка фактически работа-
ет под действием продоль-
ной силы как трехпролстная
упругими опорами:
Рис. 54. Продольный изгиб стоек в сек-
ции лесов
балка с двумя промежуточными
h
3 ’
тогда верхний предел критической силы при абсолютной жест-
кости упругих опор (ct2= «о )
р z&ej 9л2 EJ
этах— (Л/3)2 — /12
(где h = 600 см).
Соответственно при абсолютной податливости промежуточных
опор (ct2 = 0)
р _ Л2£/
эт1п
125
тРэтВх _ 3 27 л2 EJ
a2max- ~ p/; - рЛз
h
Умножив обе части равенства иа — , получим
“э
сс2 h 27л2 EJh2 h
Р3 ~ р/23 Л“ EJ
а2 h т3
отсюда ----= —
27 _
₽
27
0,333
т3
Т’
= 80,
Рис. 55. График зависимости критической силы
от величины упругого отпора средних опор в
трех- и шестиярусиых стойках
где Р — числовой коэффициент, зависящий от числа пролетов
стойки;
т — число пролетов.
Упругий отпор а2 считаем неизмепившимся:
a2h _ a2h3 _ 19,15-6003
Рэ ~~lt2EJ ~ 10-2,1-106.24,92 “ ’ ’
Этому значению на графике (рис. 55) соответствует орди-
ната 2,4, тогда
п 2,4л2£7 2,4.10-2,1.106-24,92 „
=----------= —--------------------— = 3490 кГ,
р /г2 6002
126
т. е. в принятой системе креплений требования устойчивости
удовлетворены.
Практика эксплуатации трубчатых лесов показывает, что за-
частую по разным причинам при монтаже лесов не устанавли-
вают полного количества креплений, соответствующего требо-
ваниям технических условий на монтаж лесов. Чаще всего не
устанавливают те крепления, месторасположение которых со-
впадает с оконными проемами, и не принимают других мер к
закреплению стойки в этом месте.
В результате участок стойки превращается в шестипролет-
пую балку с упругими промежуточными опорами, работающую
под действием продольной силы.
Проверим устойчивость по графику (рис. 55):
, 11
т = о; Л] — —
т
h р ___________ 36лг EJ
6 ’ этах — /г2
где h= 1200 см;
Л2 EJ
/г*
10-2,1•106-24,92
122- 1Q4
= 365
кГ;
тРэп1ах блз EJ
а9 —-----------------—---------—;
Апах рд р/г-3
а2/г т3 ________ 216
Я, “ ~(Г ~ 0,268 ~
Упругий отпор аг считаем неизмепившимся:
а2/г 19,15-1200
РД- = 365 —
dmin
Этому значению на графике рис. 55 соответствует значение
= 7,6, тогда Ркр=365 • 7,6 = 2770 кГ.
Рэ
Это означает, что даже при пропуске одного крепления про-
гиб стойки из плоскости действия опорных моментов начинает-
ся при величине продольной силы, меньшей ее расчетного зна-
чения, подсчитанного с учетом коэффициента перегрузки и со-
ставляющего 3466 кГ (см. выше).
Совершенно очевидно, что пропуск двух креплений подряд
на одной стойке может привести к аварии лесов.
Для крайних стоек первого ряда величина упругого отпора
продольной связи вдвое меньше, чем для средних стоек. Соот-
ветственно снижается и величина критической силы, определя-
емой по графикам рис. 53 и 55.
На основании изложенного следует, что устойчивость секции
лесов зависит как от величины приложенных вертикальных на-
грузок, так и от системы крепления секции лесов к объекту, оп-
ределяющей условия работы стоек на продольный изгиб.
Произвольное нарушение системы креплений при монтаже
лесов во всех случаях снижает несущую способность стоек п
12Z
часто является прямой причиной аварии лесов. Поэтому в тех
случаях, когда не представляется возможным установить креп-
ление в данном месте в силу особенностей объекта, инженерная
задача заключается в осуществлении эквивалентной замены.
2. ПОВЕРОЧНЫЙ РАСЧЕТ ЛЕСОВ КОНСТРУКЦИИ
ЛЕНПРОМСТРОЯ (ПРОМСТРОЙПРОЕКТА)
Леса конструкции Ленпромстроя, опубликованные Пром-
стройпросктом по проекту серии Э-507, на безболтовых соеди-
нениях (см. рис. 44) в отличие от лесов конструкции ВНИОМС
имеют строго фиксированную схему каркаса и применяются
только для обслуживания зданий прямоугольной формы в плане.
Стойки лесов этой конструкции наращивают при помощи ко-
ротких вставок, привариваемых к верхнему концу нижнего эле-
мента стойки так, что следующий элемент стойки надевается па
вставку и опирается на нижний элемент по всей торцовой по-
верхности.
Горизонтальные элементы лесов крепят путем введения крю-
ков в соответствующие патрубки стоек до упора, что создает
шарнирное соединение.
От смещений в горизонтальной плоскости все узлы лесов за-
щищены путем крепления лесов к стене (через 4 м в шахматном
порядке) и постановки достаточного количества диагональных
раскосов или связей.
В целях обеспечения общей устойчивости и пространствен-
ной неизменяемости всего каркаса лесов применяют жесткие
крепления, образующие треугольник из двух анкеров и одного
патрубка.
При расчете лесов такой системы следует допустить, что
стойки лесов непрерывны по высоте, а стык их абсолютно жесток
(монолитен).
Необходимо также учесть, что настил на них попереч-
ный, консольный, щиты настила работают совместно. Опира-
ние лесов на грунт такое же, как у лесов конструкции
ВНИОМС.
Расчет лесов конструкции Ленпромстроя (Промстройпроек-
та) на безболтовых соединениях принципиально мало чем от-
личается от расчета лесов конструкции ВНИОМС в части опре-
деления расчетной продольной силы, действующей на стойки
(дополнительно учитывается вес горизонтальных связей в яру-
сах).
Различие заключается в том, что вертикальные нагрузки на
стойку в узлах передаются с двух сторон стойки с эксцентриси-
тетами, равными 5,4 см.
При симметричном загружении узла алгебраическая сумма
опорных моментов равна нулю и нагрузка на стойки передается
центрально. При несимметричном загружении узла опорный мо-
128
мент равен разности абсолютных величин моментов от нагрузок
со смежных пролетов. Исключение составляют крайние стойки,
на которые вертикальная сжимающая сила передается с одно-
сторонним эксцентриситетом, а суммарная нагрузка вдвое мень-
ше, чем на средние стойки.
Допустим, что высота секции лесов 20 м (схема расположе-
ния временных нагрузок на настиле лесов приведена на рис.
42, а). Несущие прогоны расположены по осям А и Б, а настил
расположен перпендикулярно стене здания.
Распределение временных нагрузок
В приведенной схеме (см. рис. 42, а) секции лесов состоят из
восьми стоек, временная нагрузка, воспринимаемая поперечным
настилом, передается на несущие прогоны по осям А и Б. При
этом поперечные прогоны, расположенные по осям 1, 2, 3 и 4, на-
грузку не воспринимают, а выполняют функции связи между
двумя рядами стоек.
Учитывая совмест-
ность работы поддона с
красным кирпичом и ра-
бочего настила, для удоб-
ства расчета вес поддона
разделяем на две части и
принимаем как сосредо-
точенные силы, располо-
женные в центре каждой
половины поддона. Так-
же разделим на две час-
ти временную нагрузку
от веса ящика с раство-
ром.
При таком условии
получим (рис. 56):
в первом пролете в
осях 1—2 (рис. 56, а) на-
грузку на прогоны А и Б:
(200+375) кГ
б)
З+ЮОкГ (375+200) «Г
D _ (200 + 375) 169 _
А ~ 200
= 485 кГ-
Re = (200 + 375) —
Рис. 56. Схемы распределения временных
нагрузок на настил лесов
— 485 = 90 кГ,
9—979
129
т. е. прогоны внешнего ряда Б воспринимают ——100=15,8% —
о/о
~ 16% временной нагрузки в осях 1 и 2;
во втором пролете в осях 2—3 (рис. 56,6) нагрузку на про-
гоны А и Б:
_ 3-100-240+ (375 + 200) 169 __ g46
200
„ 3-100-40+ (375 + 200) 31 __ 2д
-------------------
200
В данном случае при наличии рабочих на консольной части
настила нагрузка па прогон внешнего ряда стоек Б составляет
29
только ---100=3,3% временной нагрузки в пролете. Это требу-
ет дополнительной пригрузки для страховки от опрокидывания
настила в сторону стены. Та-
Рис. 57. Распределение временных
нагрузок на прогоны лесов
кой страховкой служат ограж-
дения рабочего настила, уста-
навливаемые по виешему ряду
(Б) стоек;
в третьем пролете в осях
3—4 (рис. 56, в) нагрузку на
прогоны А и Б:
= (7,50 + 200) .69 = 800 к
А 200
RB = (750 + 200) —
—800 = 150 кГ.
В этом пролете на прогон
внешнего ряда (Б) приходит-
ся—100= 15,8% ~ 16% вре-
950
менной нагрузки, расположен-
ной в пролете.
Рассматривая прогоны по
ряду А и Б как балки на двух
опорах, определяем реакции
стоек на временную нагрузку.
При этом отмстим, что в ме-
таллических трубчатых лесах
серии Э-507 на безболтовых
соединениях нагрузка от про-
гонов на стойки передается
внецентренпо с эксцентрпсите-
60 , 26,75
том, равным е = —Н-------—
~ 45 мм.
130
Следовательно, расчетный пролет прогона составляет 2000—
(45• 2) = 1910 мм= 191 см (рис. 57,а,б,в).
Тогда нагрузка па прогон А^2 общим весом 485 кГ распре-
делится (рис. 57, а):
на 1-ю стойку
О _ 167(21 +96)4-318.21 ,„7 г
4------------iii---------= 137 кГ5
на 2-ю стойку
7?2 = 485— 137 = 348 кГ.
С._В „пР°лете Л2-з суммарная нагрузка на прогон составляет
84b к! . be распределение (рис. 57,6):
на 2-ю стойку
р _ 318-170 + 120-145,5 + 120-95,5 + 168-75 + 120-45,5
~ -- = 530 кГ;
на 3-ю стойку
Rs = 846 — 530 = 316 кГ.
В пролете /13-4 суммарная нагрузка на прогон составляет
800 кГ я распределяется (рис. 57, в):
на 3-ю стопку
„ 318.178,5 + 318.127 + 82-56,5 + 82.6,5 г „
Rs = ------------------------------= 540 кГ;
на 4-ю стойку:
Я4 = 800 — 540 = 260 кГ.
Суммируем реакции по ряду А:
стойка А]—нагрузка с прогона 1—2=137 кГ
. ( 1—2 = 348 кГ
стоика Д2 — нагрузка с прогона 1 2—? = 530 »
Итого...................... 878 кГ
I 2—5=316 кГ
стоика А3 — нагрузка с прогона 1 _4 = 549 »
Итого...................... 856 кГ
стойка Л4 — нагрузка с прогона 3—4=260 кГ.
При загружении рабочего настила металлических трубчатых
лесов серии Э-507 все стойки ряда А (ближайшего к стене зда-
ния), кроме крайних, будут нести наибольшую часть временной
нагрузки.
Как следует из приведенного выше перечня нагрузок на че-
тыре стойки, временная нагрузка на стойки ряда А, считая от
2-й до n—1, при схеме загружения, представленной на рис. 42, а
9*
131
(независимо от длины секции лесов или от числа стоек в ряду),
будет находиться между 850 и 900 кГ (на каждую стойку).
Стойки внешнего ряда Б, как это показано выше, при опре-
делении нагрузок на прогоны этого ряда будут нести только от
3,3 до 16% временной нагрузки, расположенной на рабочем на-
стиле. Поэтому стойки ряда Б, выполняемые из тех же элемен-
тов, что и стойки ряда А, расчетной проверки не требуют.
Распределение постоянных нагрузок
Вес элементов лесов:
стойка Л-1 длиной 4000 мм — 24,46 кг;
ригель (прогон) Л-7 длиной 1910 мм — 16,63 кг;
поперечная связь Л-6 длиной 1910 мм — 10,49 кг;
диагональная связь Л-5 длиной 2700 мм — 11,58 кг;
щиты пастила размером 2550X490 мм (укладываются по 4 шт.
в пролет) — 44 кг.
Постоянной нагрузкой от элементов крепления секции лесов
к анкерам, заделанным в стену здания, пренебрегаем в связи
с незначительным весом.
При высоте секции лесов //=20 м собственный вес стойки
составляет = —24,46 = 122,3 кг.
4
На каждую стоику опираются два несущих прогона и одна
поперечная связь.
Нагрузка от прогонов и поперечных связей составляет
Р2 = (16,63+ 10,49-0,5)10 = 218,8 кГ,
где 10 — количество ярусов (/г).
Нагрузка от диагональных связей, расположенных через три
пролета в четвертом по горизонтали и через три яруса в чет-
вертом по вертикали (с учетом шахматного их расположения):
% = (11,58-0,5)3 = 17,4 кГ.
Определяем нагрузку от настила:
вес настила на один пролет (4 щита по 44 кг) : 4-44=176 кг;
вес настила, консольно выступающего за ось А, распределя-
ется между стойками рядов А и Б:
176.255.0,5 = Н2
А 200
F> = 176— 112 = 64 кГ.
D
Принимаем невыгодное загружение стоек от веса настила:
Р4= 112 кГ (Р5 = 64 кГ).
Суммарная нагрузка от собственного веса для стоек ряда А
(кроме крайних)
132
/3 = Л + /32 + Рз + Р4= 122,3 + 218,8 + 17,4 + 112 = 470,5 кГ.
То же, для стоек ряда Б
Р = Р1 + Р2 + Р3 + Р5== 122,3 + 218,8+ 17,4 + 64 =
= 422,5 кГ.
Напряжения в стойках и прогонах
Напряжения стойки А! в верхнем ярусе возникают под дей-
ствием временной нагрузки из пролета 1—2 //, = 137 кГ, прило-
женной с эксцентриситетом е = 4,5 см, и от постоянной нагрузки
с одного яруса
А = (16,63-0,5) + (10,49-0,5) + (112-0,5) =70 кГ.
Из них веса прогона и настила составляют примерно 65 кг
и приложены внецентренно.
Сечение трубы диаметром 60/53 мм F=G,22 см1 2\ момент инер-
ции 7 = 24,92 ел4; момент сопротивления 117=8,3 см3.
Тогда
Р . М (137 + 70) , 207.4,5
О —----г —• =---------- н- ------ =
1 F ~ W 6,22 “ 8,3
= 33,4 ± 112 = 145,4 = 146 кГ1см2.
Поскольку изгибающий момент, приложенный в стойке верх-
него яруса (при неразрезной стойке), убывает от узла к узлу
вниз и через три яруса составляет не более 2% начально при-
ложенного момента ’, работу стойки на продольное сжатие в
нижнем ярусе при высоте лесов выше 8 м возможно рассчиты-
вать на центральную силу как от временной, так и от постоян-
ной нагрузки.
Постоянную нагрузку стойки + в нижнем ярусе лесов со-
ставляют веса:
стойки Р\ = 122,3 кГ;
половины прогона и половины поперечной связи на 10 ярусов
(16,63+10,49) -0,5-10=135 кГ-
диагональных связей Р3= 17,4 кГ.
Итого: 330,7 кГ
Общая нагрузка на стойку нижнего яруса составляет Р —
= 137 + 330,7=470 кГ.
Напряжение от продольного сжатия
Р 470 тс г Г/ 2
о9 = — =-------= 75,5 кГ см2.
2 F 6,22
Напряжения стойки А2 в верхнем ярусе возникают под дей-
ствием временной нагрузки из пролетов 1—2 и 2—3, приложен-
1 Н. Д. Золотницкий и П. Ф. Дроздов. Условия безопасной ра
боты на металлических лесах. Изд-во МКХ РСФСР, 1951.
133
ной внецентрепно с двух сторон стойки и создающей два изги-
бающих момента равного знака. При одинаковой величине на-
грузок эти моменты взаимно уничтожаются и вся нагрузка дей-
ствует на стопку как центральная сила.
При разной величине нагрузок действует изгибающий мо-
мент от их разности.
В данном случае на стойку Л2 в верхнем ярусе приложены
нагрузки: с прогона 1—2 348 кГ и с прогона 2—3 530 кГ.
Тогда напряжение от продольного сжатия составит
= (348 + 530 + 140)_ + (530 - 348)4,5_ = 162 5 + 99 = 262 кГ IС м\
1 6,22 “ 8,3
где 140 кГ— постоянная нагрузка с одного яруса, т. е. (16,63 +
+ 10,49+ 112) = 139,12« 140 кГ.
Напряжение стойки А2 в нижнем ярусе с учетом постоянных
и временных нагрузок
= 53р + 348+_470 = J348 = 217 кГ 2.
2 6,22 6,22
Напряжения в стойке А3 соответственно составляют: в верх-
нем ярусе
= 316 + 540+ 140 + (540 - 316)4^5 = J5g 5 + ш = 2g0 кГ1см2
3 6,22 ~ 8,3
в нижнем ярусе
316 + 540 + 470 1326 г. ,
о» = ——-----—— = —-------= 213 кГ см2.
3 6,22 8,3
Напряжения в крайней стойке А4: в верхнем ярусе
= 260 +_70 + 330-4,5 = 53 + 18{) = 230 кГ:см2
а 6,22 “8,3 “
в нижнем ярусе
260 + 330 пс 2
о4 = —— = 95 кГ/см2.
Напряжения от изгиба в прогоне А^ определяют по изги-
бающему моменту в пролете согласно рис. 57, а:
Мтах = 137-0,74 = 101,4 кГ-м = 10 140 кГ-см,
где 7?1 = 137 кГ.
Для прогона из труб диаметром 60/53 мм, усиленного тру-
бой диаметром 48/41 мм, 7СоСТ= 121,22 см4\ 117 = 22,45 см3
(см. «Проверка напряжений в поперечинах»).
Тогда о, 9= -° = 451,7 кГ/см2.
1-2 22,45 '
134
Напряжения от изгиба в прогоне А2_3, согласно рис. 57,6:
Л4тах = 207 кГ • м = 20 700 кГ • см;
20 700 поо г. „
а, , = ----= 922 кГ см2.
4-3 22,45
₽2=348+530=878 кГ.
Мпах = 878 • 0,236=207 кГ -м — максимальный момент на
эпюре рис. 57, б.
Напряжения от изгиба в прогоне А3_4, согласно рис. 57, в:
Almax = 183 кГ • м — 18 300 кГ -см;
18 300 ,
о., . =-----— 813,3 кГ см~.
л~' 22,45
/?з= 316+ 540 = 856 кГ;
Я,1ах = 85б-0,214= 183 кГ• м (см. рис. 57,6).
Напряжения ог изгиба в щитах настила, укладываемых пер-
пендикулярно стене, определяют с учетом совместной работы че-
тырех щитов в пределах одного пролета. Эта совместность рабо-
ты щитов достигается специальным расположением соединитель-
ных планок с нижней стороны щитов, имеющих выступы, захо-
дящие под соседние щиты.
В принятой для расчета схеме расположения временных на-
грузок (см. рис 42, а) грузовая площадь проходит через все че-
тыре щита в каждом пролете. Поэтому вполне возможно опре-
делять напряжения не в отдельно взятом щите, а сразу в насти-
ле на одном пролете.
Тогда в пролете 1—2, имеющем временную нагрузку 200+
+ 750-0,5 = 575 кГ, /?Л = 485 кГ; /?Б = 90 кГ (см. распределение
временных нагрузок):
МШах = 485 • 0,31 = 150 кГ • м = 15 000 кГ • см.
При толщине досок настила 5 см и длине 4-49=196 см мо-
мент сопротивления четырех щитов составит:
Г = — = = 820 см3-
6 6
о = = 18,6 кГ/см2 < 100 кГ/см2 =
Если же считать работу щитов настила несовместной, то и то-
гда напряжения в крайнем правом щите пролета 1—2 составят
U7 = ^21 = 905 см3
6
для одного щита при ширине доски 49 см.
МтаХ = 375 • 0,84 • 0,31 = 98 кГ • м = 9800 кГ • см,
где 375 кг—половина веса контейнера (рис. 42,а);
135
0,31 м — расстояние от оси А до точки приложения нагрузки
(см. рис. 56, а);
0,84 = 84% временной нагрузки в пролете 1—2.
9800
205
= 47,5 кГ!см\
и =
В пролете 2—3 максимальный изгибающий момент
(см. рис. 56, б) находится над прогоном А и равен:
Л1тах = 3 • 100 • 40 = 12 000 кГ • см.
Для всего настила в пролете
12 000
820
= 14,7 кГ/см2 < 100 кГ!см2 = [ст].
Напряжения в крайнем левом щите пролета 2—3. Макси-
мальный момент, определяемый при одном рабочем на консоли
щита (100 кг) и нагрузке на щит, равной половине веса контей-
нера с кирпичом: Л4тах= (375 • 0,31—100 • 0,4)0,84=6400 кГ • см.
Тогда а=-^^- = 31 кГ]см2< 100 кГ!см2 = [ст].
В пролете 3—4 расположение нагрузок охватывает два щи-
та для каждого груза и напряжения сооставляют:
в целом для настила
а = -^^-«30 кГ/см2, где Дл = 800 кГ (см. рис. 56);
для двух щитов под контейнером с кирпичом
W = 205-2 = 410 см3 — для двух щитов;
750-0,84-0,31 • 100 г- < > г/ 2 11
о =------ ---------= 47,5 кГ/см2 < 100 кГ[см2 = [о].
Из этого подсчета напряжений в щитах настила следует, что
при толщине 5 см настил допускает несколько увеличивать вре-
менную нагрузку в зоне расположения материалов, но не более
чем в 1,2 раза и кратковременно, так как запас прочности
в щитах настила несколько больше запаса устойчивости стоек.
В результате проведенной расчетной проверки установлено
следующее.
1. При загружении рабочего настила металлических трубча-
тых лесов серии Э-507 на безболтовых соединениях элементов
стойки ряда А, кроме крайних, получают нагрузку 850—900 кГ
на каждую стойку.
Нагрузка на стойки внешнего ряда Б не превышает 1/6 на-
грузки на стойки ряда А.
2. Напряжения в стойках ряда А, ближнего к стене, от вре-
менной и постоянной нагрузок составляют:
в верхнем ярусе 146—230 кГ/см2 (крайние стойки) и 262—
280 кГ/см2 (внутренние стойки);
136
в нижнем ярусе соответственно 75—95 и 213—217 кГ)см?.
Эти напряжения от продольной силы достаточно велики, так
как расчетная длина элементов стоек /=400 см, радиус инерции
; л / J 1 Z 24>92 о
I = 1/ — = 1/ -------=2 см.
У F У 6,22
Гибкость элементов стоек Х=200, соответственно коэффи-
циент продольного изгиба <р=0,19, отсюда [о]=0,19 ор =
= 0,19-1600 = 305 кГ/см2, где сгр — расчетное напряжение.
Следовательно, увеличение нагрузки на каждую стоику внут-
реннего ряда возможно только до (850—900) 1,2, т. е. в среднем
до 1050 кГ даже при условии, что секция лесов будет обеспече-
на креплениями к стене здания во всех стыках стоек и плавным
приложением нагрузки.
3. Напряжения от изгиба в прогонах ряда А под действием
временной нагрузки без учета веса настила составляют: для
крайних пролетов 450—813 кГ/см2, для средних пролетов до
950 кГ/см2.
Наличие некоторого запаса прочности прогонов целесооб-
разно в целях обеспечения безопасной эксплуатации лесов та-
кого типа.
4.----Принятая толщина щитов (5 см) велика. Для данной
схемы загружения можно принять толщину щитов 4 см. Тогда
w — -- -=131 сма для одного щита.
6
Следовательно, максимальные напряжения в щитах могут
возрасти в раза и составят 47,5-1,6=76 кГ/см2<.
<100 кГ1см2, что вполне удовлетворяет требованиям безопас-
ности.
Расчет лесов конструкции Леипромстроя на устойчивость
выполняют так же, как лесов конструкции ВНИОМС, за исклю-
чением расчета устойчивости стоек из плоскости действия опор-
ных моментов. В данном случае метод расчета критической си-
лы неприменим, так как в конструкции этих лесов все горизон-
тальные элементы соединяются со стойками шарнирно и упругий
отпор отсутствует. Критическую силу подсчитывают по фор-
муле Эйлера, в знаменатель которой вводят расчетную длину
участка стойки между двумя наиболее удаленными крепле-
ниями.
3. РАСЧЕТ ПОДВЕСНЫХ СТРУННЫХ ЛЕСОВ
Подвесные струнные леса предназначены для каменной клад-
ки стен и для отделочных работ в промышленных зданиях кар-
касного типа.
Конструкция лесов предусматривает выполнение кладки яру-
сами высотой до 1 м и отделочных работ высотой до 2 м.
137
Основные элементы ле-
сов: поддерживающие кон-
струкции и струны-подвсс-
ки. Поддерживающие кон-
струкции изготовляют обыч-
но из прокатной стали, а
подвесные струны — из ар-
матурной стали или тросов и
рассчитывают на растяже-
ние с восьмикратным запа-
сом прочности.
В качестве примера рас-
смотрим конструкцию несу-
щих консольных балок, вы-
полненных в форме двутав-
ра с опорным закреплением
при помощи хомутов
(рис. 58).
В этом случае важны
строго вертикальное распо-
ложение стенки каждого
Рис. 58. Монтажная схема раскладки консолей п установки хомутов для
подвесных струнных лесов — план (а) и деталь установки консоли (б)
1— опорный столик: 2 — балка перекрытия; 3— хомут для прикрепления троса
двутавра и подвеска струн (тросов) точно в плоскости
стенки двутавра. Практика показала, что подвеска струн
на хомутах не всегда обеспечивает последнее условие
и обычно образуется эксцентриситет, равный примерно 4—6 см.
Наличие эксцентриситета опасно потому, что опорные закреп-
ления плохо сопротивляются «жесткому» повороту и могут при-
вести к вращению консольной балки вокруг ее оси.
Для предотвращения упругого закручивания консолей не-
обходимо предусматривать в конструкции дополнительные связи
или балки, которые помогут полностью устранить вращение или
возможное закручивание консольных балок.
138
На рис. 58 приведена применявшаяся в практике строитель-
ства примерная монтажная схема раскладки балок и установки
хомутов для подвесных струнных лесов с деталями хомутов и
опорного столика. Из рисунка видно, что жесткое защемление
в данном случае запроектировано в узле А.
Проанализируем, как будет работать каждая такая балка
при действии изгиба и кручения.
Выбирая расчетную схему поддерживающей конструкции ле-
сов, принимаем: в точке А — шарнирную опору при действии
изгиба, в точке Б — шарнирную опору при действии изгиба и
жесткую заделку при поворо-
те балки (рис. 59).
Действие изгиба
Нормальные напряжения в
балке двутаврового сечения
№ 24.
М
^изг
Рис. 59. Расчетная схема балки
^изг
Отсюда допускаемая сила
при расчете на прочность
= 1Г„зг R == 289-2100 _
/11,2 250-1,2
где R—расчетное сопротивление стали при изгибе (R =
= 2100 кПсл?) -,
№изг—момент сопротивления в слт3;
/х—длина консоли от опоры А до точки приложения
груза;
1,2 — коэффициент перегрузки.
Таким образом, при действии на балку только изгиба на кон-
соль допускается сила не более 2023 кГ.
Действие кручения
Наличие эксцентриситета (е=6 см) означает наличие кру-
тящего момента. Поэтому дополнительное напряжение от кру-
чения подсчитывают по формуле
т = Мкр
Гкр ’
где /Икр— крутящий момент в кГ-см\
№кр—момент сопротивления кручению в сл3;
т—напряжение кручению (касательное напряжение) в
кГ!см2.
= Ре = 2023 • 6 = 12 138 кГ • см.
139
Момент инерции всего сечения двутавра при свободном кру-
чении
о
где т] = 1,2 (для двутаврового сечения);
h—длинные стороны прямоугольников в составном сече-
нии в см;
6— короткие стороны прямоугольников в составном се-
чении в см.
JK= 1,2 — (2&J 6? + &2= 1,2—(2 11,5-0,953 +
3 3
+ 22,0-0,563) = 9,32 см\
Значения Ь\, 6Ь Ь2, 62 приведены на рис. 60.
Моменты инерции и сопротивления отдельных элементов
двутавра:
полки
11,47-0,953
3
= 3,26 см3;
стенки
115 мм
ij-9,5 мм
t макс
Рис. 60. Расположение мак-
симальных касательных на-
пряжений в сечении дву-
тавра
t наксполки
/у 5,6 мм
V- — 0,63^
з
/ 22 0 \
/_zz2u__o \
0,56 )_________
3
3,31-0,бб4 _ ,
—----------= 0,101 см9;
3
-0,63
22,0
0,56
3
140
3,31-0,563
3
= 0,18 см3.
Наибольшего значения касательное напряжение достигает
в той части двутавра, где или будет максимальным.
1УК.П Ж<.с
J к.п №к.п “ 7 к.с _ №к.с 2,9 л оо = = 0,89 см-. 3,26 0,101 п гр = = 0,56 см\ 0,18
№Кр.поЛк„= = 45- = 10>5 Сл3’
I ^к.п \ U,oJ
Wk.B /
Л4кр 12138 11ГГ г, 2
^макс полки — г — 1155 К.Г jCM ,
” кр.полки 10,0
Гкр сТСНки=--------— = = 16,5 слг3;
* * М • V1V tl ** И 1 г , г- /ч
/ JK.C\ 0,00
7ИКР 12 138 t Г1 2
^макс стенки — гту — .р г 736 КГ /СМ .
М'кр.стенки 10,0
Если бы балка подвергалась только изгибу, то, как видно
из расчета, на консоль допускается сила до 2023 кГ. Но балка
одновременно подвержена действию кручения. Получены наи-
большие касательные напряжения от кручения (в полках дву-
тавра) 1155 кГ/см2. В таком случае допускаемая сила на коп-
соль значительно уменьшится.
При одновременном действии изгиба и кручения, задаваясь
оСум=^=2100 кГ[см2, получим
где 1,2—коэффициент перегрузки;
6— эксцентриситет.
о2 = 1,72Р2.
4 410 000
1,72
= 1340 кГ.
Таким образом, при действии на балку одновременно изгиба
и кручения допускаемая сила на консоль балки может быть не
более 1340 кГ.
141
Проверка общей устойчивости балки
Расчетная длина балки 1=1, + /2 = 2,5+ 3,3 = 5,8 лг = 580 см;
сжатый пояс балки — нижний (b = 11,5 см).
„ I 580 сп _
Отношение — ~ [{ 5 =50,5 превышает величины, указан-
ные в табл. 13 (СНиП П-В.З 62). Поэтому необходимо прове-
рить общую устойчивость балки по формуле
м <R
Фб W "" 1
где М и W—изгибающий момент и момент сопротивления се-
чения в плоскости наибольшей жесткости (IF со-
ответствует сжатому поясу);
ф6—коэффициент, определяемый по указаниям прило-
жения II (СНиП П-В.3-62).
(—У 103 = 7,79 103 = 0,75,
Jx \ I J 3460 ( 580 )
[*Л *7 А
ГДе ^—7 79 |— коэффициенты устойчивости, определяемые
для прокатных двутавров.
Для прокатных двутавров
а = 1 54^(—У = 1,54-^-(-^-У = 50,7,
4 \ h ) 198 24 /
где JK— момент инерции при кручении (значения /к для прокат-
ных двутавров по ГОСТ 8239—56);
I—расчетная длина балки;
h—полная высота балки.
М _ pl* <ri
<Рб 1Г <рб IF
(в случае консольных балок М = Р12, где /2>Л).
Задаваясь расчетным сопротивлением |о] = /? = 2100 кГ1см~,
получим допускаемую силу
[О] I 2100-0,75-289 =
/2 ’ 330
Таким образом, учитывая общую устойчивость балки, допу-
скаемая сила на консоль может быть не более 1351 кГ.
На основании изложенного можно сделать следующий вы-
вод. Чтобы полностью избежать действия кручения на балки
струнных лесов и добиться их устойчивости, можно рекомендо-
вать конструкцию поддерживающих устройств, приведенную на
рис. 61,
142
Дополнительные балки, положенные из консоли лесов
(рис. 61), полностью исключают кручение, увеличивают устой-
чивость и дают возможность приложить на каждую консоль
силу, приблизительно в 1,5 раза большую, т е -023 1 5
1351 кГ ’ ’
Рис 61. Подвесные струпные леса
/—монорельсы; 2 — поддерживающие крон штейны; 3 — железобетонный
каркас здания; 4 — настил с ограждением; 5 —струны; 6 — грузовые тра-
версы: 7 — каретка
VI. ТАКЕЛАЖНЫЕ ПРИСПОСОБЛЕНИЯ
И ОБОРУДОВАНИЕ
Безопасность подъема и временного закрепления строитель-
ных конструкций и изделий во многом зависит от способов за-
хвата и крепления груза, предназначенного для подъема и уста-
143
новки. Правильно сконструированная подъемная и крепежная
оснастка должна обеспечивать удобство захвата и освобожде-
ния конструкций, их сохранность при перемещениях и полную
безопасность подъемно-транспортных и монтажных работ.
Расчет и конструирование элементов монтажной оснастки
особенно необходимы, когда отсутствуют инвентарные приспо-
собления и устройства или когда существующие типы уст-
ройств не обеспечивают безопасность подъема и установки
строительных конструкций.
1. ПОДБОР КАНАТОВ И СТРОПОВ
Правильный выбор конструкции канатов для определенных
условий работы (в полиспастах, стропах, расчалках и пр.) обе-
спечивает их продолжительную и безопасную эксплуатацию.
На строительно-монтажных работах применяют в основном
стальные проволочные канаты.
Пеньковые канаты используют для перемещения легких де-
талей вручную и устройства различного рода оттяжек.
Стальные проволочные канаты применяют для оснастки гру-
зоподъемных машин всех видов, а также в качестве вант (рас-
чалок), стропов, оттяжек и т. д. Для стропов и полиспастов
применяют гибкие канаты (ГОСТ 3079—55 и 3071—66), а для
расчалок и тяг — канаты по ГОСТ 2688—55, 3077—55 и
3070—66.
Для уменьшения веса и удобства работы предпочтительно
по возможности применять канаты с высоким расчетным преде-
лом прочности проволоки при растяжении.
Промышленностью выпускаются стандартные стальные ка-
наты диаметром от 3,7 до 65 мм, длиной 250, 500 и 1000 м. Для
монтажа строительных конструкций применяют стропы из сталь-
ных канатов диаметром от 11 мм.
Канаты рассчитывают на прочность в соответствии с требо-
ваниями Госгортехнадзора. Расчет сводится к определению се-
чения каната по допускаемому усилию с учетом требуемого за-
паса прочности по формуле
где S — допускаемое усилие в канате в кГ\
Р— разрывное усилие каната по заводскому паспорту или
определяемое путем испытания в кГ\
К—коэффициент запада прочности.
Коэффициент запаса прочности стального каната принимает-
ся в зависимости от его назначения (табл. 42).
Грузоподъемность стропов определяется разрывным усилием
каната с учетом количества ветвей и коэффициента запаса проч-
ности.
144
Таблица 42
Назначение каната Коэффициент запаса
Стропы огибающие для подъема груза весом до 50 т . . . То же, более 50 т . . . ; Стропы, прикрепляемые к грузу при помощи крюков, серег пли колец без его огибания Ванты, расчалки, оттяжки с учетом нагрузки от ветра . . Полиспаст с ручной лебедкой То же, с электрической лебедкой 8 6 6 3,5 4,5 5
При вертикальном положении стропов допускаемое усилие
в каждой ветви определяется по формуле
где SB— допускаемое усилие в ветви стропа в кГ;
Q—вес поднимаемого груза в кг;
т— число ветвей стропов;
К—коэффициент запаса прочности каната.
При наклонном положении стропа его грузоподъемность
снижается, так как с увеличением угла наклона стропа увели-
чивается усилие в его ветвях, а также сжимающее усилие в
поднимаемом элементе. В этих случаях усилие S в каждой вет-
ви стропа (рис. 62) можно определить по формуле
__ 1 . Q ___Q
cos ат т
где Q-— вес поднимаемого груза;
К— коэффициент, зависящий от угла наклона стропа.
Угол наклона стропа в град .... О 30 45 60
Коэффициент К................... 1 1.15 1,42 2
При четырех и более ветвях в стропах важное значение име-
ет одинаковая их длина, так как при этом обеспечивается рав-
номерное распределение нагрузки на все ветви стропа. Несоб-
людение этого условия может привести к неравномерному за-
гружению и перегрузке отдельных ветвей, что сокращает срок
службы стропов, ухудшает нх эксплуатационные качества, а в
отдельных случаях может привести к неприятным последствиям.
Длину ветви стропа определяют в соответствии с расчетной схе-
мой (рис. 63) по формуле
-vW1-
10-979
145
где С—длина ветви стропа в м;
h— высота треугольника, образуемого ветвями стропа,
в м\
b—расстояние между точками крепления стропа по диа-
гонали в м.
При применении стальных канатов в подъемных устройст-
вах существенное значение для
Рис. 62. Схема усилии
в ветвях стропа
безопасной работы каната име-
ет диаметр барабана или бло-
ка, вокруг которого огибается
канат. Наименьший допускае-
мый диаметр барабана или
блока, при котором обеспечи-
вается длительная и безопас-
ная работа каната в подъем-
ном устройстве, определяют
но формуле
D = d(e — 1),
где D — диаметр барабана
или блока грузо-
подъемного меха-
низма в мм;
d—диаметр стального
каната в мм;
е— коэффициент, зави-
сящий от типа подъ-
емного устройства п
режима его работы
(табл. 43).
Таблица 43
Тип грузоподъемной машины
Привод машины
руч-
ной
машинный при
режиме работы
лег- сред- тяже-
ком мем лом
Краны всех типов, за исключением стреловых .
Краны стреловые ........................
Электрические тали . . ...
Ручные лебедки .... . . .
18
16
16
20
25
18
20
30
20
Режим работы грузоподъемных машин определяется сте-
пенью их использования в течение суток, относительной продол-
жительностью включений, а также температурой окружающей
среды. Монтажные крапы относятся к машинам с легким ре-
жимом работы, а непрерывно работающие перегрузочные кра-
ны— к машинам со средним режимом работы.
146
Иногда для стропов в грузозахватных устройствах вместо
канатов применяют цепи. Выбор грузовых и тяговых цепей про-
изводится по допускаемому усилию в цепи, которое можно оп-
ределить по той же формуле, которая применяется при выборе
канатов:
Р
К
где Р—разрушающая нагрузка в кГ, которая принимается в
зависимости от диаметра звена цепи по ГОСТ 2319—
55;
К — коэффициент запаса прочности; для ручных кранов
и подъемных механизмов Л' = 3, для кранов и меха-
низмов с машинным приводом Д=6; при работе це-
пей на звездочке для ручных талей Д=3, для машин-
ного привода Д=8; для стропов при обвязке /(=6;
при захватах К=5.
Рис. G3. Схема строповки плиты перекрытия
При строительно-монтажных работах широко применяют раз-
личного рода растяжки для временного раскрепления колони,
стоек, опор, ферм и других конструкций до момента их окон-
чательной выверки н закрепления в проектном положении, а
также в качестве тяг для подъема конструкций и т. п.
Растяжки располагают равномерно вокруг конструкции. Чис-
ло растяжек должно быть нс менее трех; на практике обычно
применяют не менее четырех.
Угол заложения растяжек к горизонту принимают 45—60°;
при углах заложения менее 45° увеличивается расчетная дли-
на растяжки, что неудобно, особенно в стесненных условиях.
При углах заложения более 60° в растяжках возникают значн-
10*
147
тельные напряжения, что требует резкого увеличения их диа-
метра.
На рис. 64 приведена расчетная схема для определения уси-
лий в растяжках при временном креплении колонны с помощью
растяжек.
При условии равенства удерживающего и опрокидывающего
моментов усилие в растяжках от действия момента, создавае-
Рис. 64. Расчетная схема креп-
ления колонны растяжками
мого весом колонны относительно
ребра опрокидывания А, без уче-
та разгружающего влияния со-
седних растяжек определяется по
формуле
Л4О __ Qe
Б a b sin a h cos а '
где Sb—усилие в растяжках в
кГ;
Мо — опрокидывающий мо-
мент от собственного
веса колонны относи-
тельно ребра опрокиды-
вания в кГ л;
а—плечо усилия Sb в ра-
стяжке в м;
b— расстояние от точки оп-
рокидывания до места
крепления растяжки к
якорю в л;
а—угол заложения рас-
тяжки к горизонту;
Q— собственный вес конст-
струкции в кг;
h — расстояние от основания колонны до места крепле-
ния растяжки в м;
е — расстояние от центра тяжести конструкции до реб-
ра опрокидывания.
Усилие в одной растяжке при этом будет
Sr
S — в
в 2 sin р ’
где р —угол между растяжкой и осью колонны в плане. При
временном раскреплении растяжками колонн, ферм и других
конструкций необходимо учитывать ветровую нагрузку, которая
при сильном ветре может достигать значительных величин.
С учетом ветровой нагрузки на конструкцию
___ ^4 в 414О
в hsina ’
где А4в — момент, создаваемый ветровой нагрузкой, в кГм.
148
Момент от действия ветра на конструкцию
Л4В = Wh,
где W— давление ветра на наветренную плоскость конструк-
ции в кГ;
h— расстояние от плоскости, проходящей через точку
опорного контура, до центра приложения ветровой на-
грузки в м.
Давление ветра на конструкцию определяется по формуле
W = ^qF,
где /(j—коэффициент аэродинамического сопротивления; для
сплошных балок и ферм прямоугольного сечения К\ =
= 1,49; для конструкций из труб диаметром 170 мм
/Ci =0,7, а для конструкций из труб диаметром 140—
170 мм Ki =0,5;
q— расчетный напор ветра, определяемый по ГОСТ
1451—65, в кГ/л2;
F— наветренная поверхность конструкции.
Наветренная поверхность конструкции определяется пло-
щадью, ограниченной контуром конструкции и степенью запол-
нения этой площади элементами решетки:
F = aF',
где F'— площадь, ограниченная контуром конструкции, в лг;
а— коэффициент заполнения; для сплошных конструкций
а=1, для решетчатых конструкций а = 0,3-ъ0,4.
При подъеме конструкций способом поворота с применением
вспомогательной мачты усилие в рабочей растяжке вспомога-
тельной мачты определяется из условия отсутствия момента в
опорной точке конструкции при ее подъеме. Согласно расчетной
схеме (рис. 65) это усилие равно:
___ Ql cos р
в /1 cos а ’
где Q— собственный вес конструкции в кг;
I— расстояние от опорного шарнира до центра тяжести
конструкции в м;
h— высота вспомогательной мачты в м;
а— угол заложения рабочей растяжки вспомогательной
мачты;
р—угол заложения растяжки к поднимаемой конструкции.
По полученным усилиям в растяжках подбирают тип каната
и его диаметр с учетом коэффициента запаса прочности, рав-
ного 3,5.
Пример. Подобрать канаты для временного раскрепления колонны при
помощи четырех растяжек. Высота колонны /7=10,5 м, сечение 50 X 60 см,
вес <2 = 7,9 г.
149
Принимаем: угол заложения растяжек к горизонту а=60°, высоту креп-
ления растяжек /г = 8 м, расчетный напор ветра по ГОСТ 1451—65 q~
= 70 кГ/м2.
Определяем расстояние от точки опрокидывания до места крепления
растяжки к якорю
tg a tg 600
Определяем опрокидывающий момент от собственного веса колонны от-
носительно ребра опрокидывания
Л40 = Qe = 7,9-0,25 = 1,975 Т-м.
Определяем давление ветра на наветренную плоскость колонны
Рис. 65. Расчетная схема усилии при
подъеме конструкций способом поворота
X 1,0) =0,55 Т.
Момент от действия ветра
на колонну
Мв = Wh’ = 0,55-8 = 4,4 Т-м.
Усилие в четырех растяжках
о Мв — Мо
«Эп — . --
.. b sin а
4,4 — 1 ,975
= —-----------= 1,1 Т.
4,6-0,866
0,8 Т.
Усилие в одной растяжке при [5=45°
s' = Sb = 1,1
в 2 sin р 2-0,707
Расчетное усилие в растяжке с учетом коэффициента запаса прочности
составит
4расч = 0.8-3,5 = 2,8 Т.
По ГОСТ 3071—66 принимаем стальной канат типа ТК 6X37 = 222 диа-
метром 8,7 мм. Разрывное усилие каната при расчетном пределе прочности
150 кГ/мм2 составляет 3,43 Т>2,8 Т.
2. РАСЧЕТ ЯКОРЕЙ
Якоря предназначены для крепления растяжек, вант, грузо-
подъемных механизмов, лебедок, полиспастов и т. п.
По конструктивному исполнению якоря подразделяют па
свайные, заглубленные, поверхностные и винтовые.
Якоря являются важными элементами, обеспечивающими
устойчивость конструкций во время их монтажа, а также устой-
чивость грузоподъемных механизмов и других устройств во вре-
мя их эксплуатации. При этом степень устойчивости, а следо-
вательно, и безопасность находятся в прямой зависимости ог
надежности креплений, т. с. способности якорей воспринимать
вырывающие усилия. Поэтому при устройстве якорей их следу-
ет обязательно проверять расчетом.
150
Расчет свайного якоря
Свайные якоря из одиночных бревен (свай) по конструкции
являются наиболее простым видом крепления. Их применяют
для крепления растяжек и вант при небольших усилиях, вос-
принимаемых якорями. Сваи забивают в грунт под углом, ко-
торый зависит от угла заложения растяжек к горизонту. Раз-
меры свай и глубину их забивки определяют расчетом. Расчет
якоря производится по усилию Sb в растяжке или ванте.
где SB — усилие в растяжке или ванте в кГ\
а—угол заложения растяжек или вант к горизонту.
Вертикальная составляющая усилия Sb в якоре равна:
Л?2 7 Ni tg а.
Устойчивость сваи на выдергивание под воздействием верти-
кальных сил проверяют по формуле
т > knz,
где Т—сила трения, равная N}f (f—коэффициент трения де-
рева по грунту, равный 0,5; Л4— горизонтальная со-
ставляющая усилия Sb);
К— коэффициент устойчивости, принимаемый равным 3.
В случаях, когда одиночная свая не в состоянии воспринять
усилие от растяжки, применяют сдвоенные и строенные сваи,
которые забивают в ряд, как показано на схемах рис. 67. Та-
кой конструкции свайные якоря обычно рекомендуются при уси-
лиях до 10 Т. Выбор диаметра свай для таких якорей можно
произвести по таблице, прилагаемой к рисунку, в зависимости
от расчетного усилия и давления на грунт.
При усилиях более 10 Т свайные якоря усиливают горизон-
тальными щитами из досок, которые закладывают у поверхности
грунта.
Устойчивость свайных якорей, усиленных щитами из досок
с поверхностью 2 ab (рис. 68), определяется по напряжению,
возникающему в грунте, по формуле
151
Схема I
Схема Л
Схема Ш
Усилие в кГ 1000 1500 2000 3000 4000 5000 6000 8000 10 000
Конструктивная схема I II и III
Давление на Грунт СТгр В кГ/СМ? 1.5 2 2.3 3.1 2 2.8 1.5 2 2.8
d 18 20 22 26 — — — —
d, — — — — 25 26 28 30 33
d. — — — — 22 24 22 25 26
d, — — — — — — 20 22 24
Рис. 67. Схемы свайных якорей
Рис, 68, Расчетная схема свайного якоря, усиленного щитами из
досок
152
I , 2Nt , \* 2
I mh2— —— + Zmab21
cr =-----------------------------mh кГ]см\
mh» - - 6 ~ (H + h) + 6mb2 (h~ — в)
о \ 3 /
где h — длина части сваи, находящейся в грунте, в см;
Н— расстояние от поверхности земли до точки приложения
усилия S в см;
Л\—горизонтальная составляющая усилия в кГ;
6—диаметр сваи в см;
Ь-—высота щита в см;
а—ширина полущита в см;
т—коэффициент, который определяется по формуле
« = Т [tg2 (45°+ -f) - tg2 (45°-,
где у—объемный вес грунта в т/м3;
<р—угол естественного откоса грунта.
Значения у и <р приведены в табл. 44.
Таблица 44
Грунт
<р, град
Песок:
крупный сухой . ........................
насыщенный водой........................
Суглинок:
рыхлый сухой........................ . .
насыщенный водой........................
Глина:
рыхлая сухая ...........................
» мокрая ............................
1.5
2
1,5
2
1.6
2
35
25
40
20
40
20
Рис. 69. Расчетная схема горизонталь-
ного якоря без усиления щитом
Устойчивость анкерного крепления будет обеспечена в том
случае, если будет удовлетворено условие
cr< mh.
Если полученное значе-
ние о будет отрицательное,
это указывает на необходи-
мость дополнительного уве-
личения заделки.
Проверочные расчеты го-
ризонтальных якорей (попе-
речин) без щитов выполня-
ют в соответствии с расчет-
ной схемой (рис. 69).
1. Проверяют устойчи-
153
вость якоря из одного или нескольких горизонтальных бревен
на воздействие вертикальных сил по формуле
Q + Т > KNZ,
где Q— вес грунта в кг\
Т— сила трения;
К— коэффициент устойчивости, принимаемый равным 3;
N2— вертикальная составляющая усилия S.
Вес грунта Q находят по формуле
где b п L\— размеры верхнего и нижнего оснований котло-
вана;
Н— глубина заложения поперечин в jh;
I—длина поперечины в м\
у— объемный вес грунта в кг/м?.
2. Проверяют допускаемое давление на грунт [оГр] от гори-
зонтальных сил па глубине заложения Н поперечин по формуле
। 1 \ М
hl ,
где ц— коэффициент уменьшения допускаемого давления
вследствие неравномерного сжатия, принимаемый рав-
ным 0,25;
h—высота поперечин в м.
3. Проверяют сечение горизонтальной поперечины при од-
ной растяжке исходя из условия се сопротивления изгибу. Мак-
симальный изгибающий момент М в поперечине будет
8 8
где S — усилие в растяжке в кГ;
I—полная длина поперечины в м.
Сечение поперечин при двух растяжках, направленных под
углом, определяют исходя из условия сопротивления изгибу и
сжатию. В этом случае максимальный изгибающий момент в по-
перечине составит
7И =
2 2Z ’
где а—расстояние от конца поперечины до тяжа (до тяги)
в м.
Нормальная сила N в поперечине
N = — cos В,
2 1 ’
где (3—угол между растяжкой и поперечиной в плоскости
обеих их ветвей.
154
Расчетное напряжение оп поперечины
где IP—момент сопротивления поперечины (IP=O,1 rf3n);
F—площадь сечения якоря в см2 (Р = 0,785 с!2п);
d— диаметр одного бревна в см;
п— количество бревен в якоре.
Прочность поперечины будет обеспечена, если
сгп ДЗ mR,
где R— расчетное сопротивление материала поперечины в
кГ/см2 (для сосны R = 160 кГ/см2 по СНиП II В.4-62);
т— коэффициент условий работы.
При нагрузках более 7,5 Т якоря усиливают путем устройст-
ва горизонтального щита из досок и вертикальной стенки из
бревен. Для восприятия боковых горизонтальных усилий,воз-
никающих в случае несовпадения растяжек с осью якоря, на
поверхности у выхода растяжки из грунта устраивают специаль-
ный упор.
Проверочный расчет горизонтального якоря, усиленного щи-
том, производят аналогично предыдущему в соответствии с рас-
четной схемой (рис. 70).
Устойчивость якоря на воздействие вертикальных сил про-
веряется по формуле
Q + т kn2.
Вес грунта в этом случае будет
а сила трения
Т = fN2.
Для якорей с вертикальной стенкой давление на грунт про-
веряют по формуле
Г 1 ... _____N 2
ГР |1 Vh + hjl ’
где [сггр] — допускаемое давление на грунт от горизонтальных
сил в кГ/см2',
р—коэффициент снижения давления, принимается рав-
ным 0,25;
Лщ—высота части вертикального щита, расположенной
выше горизонтальной поперечины, в см\
й2—высота части вертикального щита, расположенной
ниже горизонтальной поперечины, в см.
Пример. Подобрать свайный якорь на тяговое усилие 10 Т при угле на-
клона троса а=30°. Грунт — песок плотный средней крупности, у=1,5 т/м3.
Принимаем горизонтальный якорь из трех бревен d=30 см, длиной 3 м,
усиленный вертикальным щитом высотой /i=0,5 м. Размеры котлована:
Н=2 м, 6=1,8 м, 61=0,6 м.
Проверяем устойчивость якоря на воздействие вертикальных сил
(см. рис. 70) по формуле
Q4-7> KN2.
„ b+bt , 1,8 4-0,6
<2= -у-1 н/у =----у-2- 2-3-1,5 = 10,8 Т.
T = fN2 = fS cos а = 0,5-10-0,866 = 4,33 Т.
N2 = S sin а = 10-0,5 = 5 Т.
Q4-7= 10,8-1-4,33= 15,13 Т.
/<TVs = 3-5= 15 Т.
15,13 > 15.
Scosa
[arp] =
бревен. Максимальный изгибающий мо-
Следовательно, устойчивость якоря обеспечивается.
Проверяем давление на грунт от горизонтальных сил по формуле
[°гр] •
Ц/1/
10-0,866
о г = 23 >6 7>8 = 2-36
\ihl 0,25-3-0,5
Расчетное сопротивление песчаного грунта /?=3,5 кГ/см2 («Справочник
проектировщика промышленных, жилых и общественных зданий и сооруже-
ний». Госстройиздат, 1960).
Так как [огр]=2,36 kT/cm2<R=S,S кГ/cm2, деформации грунта не произой-
дет.
Проверяем прочность сечения
мент в бревне при одной растяжке
ql2 SI
М = — = —
8 8
Момент сопротивления
«7 = 0,1 nd3-= 0,1-3-303 = 8100 см3.
10-3
——• = 3,75 Т-м.
О
156
Напряжение в бревнах от изгиба
М 375 000 „ „
оп = — = ——— = 46,3 кГ/см2.
п W 8100
Прочность бревен обеспечена, так как
оп = 46,3 < 160 кГ/см2.
Расчет заглубленных и поверхностных бетонных якорей
Для крепления вант и полиспастов часто применяют заглуб-
ленные и поверхностные бетонные якоря. Размеры и конструк-
Рис. 71, Заглубленный бетонный якорь
а — общий вид; б — расчетная схема
ции якоря выбирают в зависимости от усилий в вантах или по-
лиспастах и от характеристики грунта.
Размеры и вес заглубленных бетонных якорей определяют в
зависимости от силы трения Т якоря о грунт и силы реакции
грунта Np на переднюю упорную плоскость якоря, противодей-
ствующих горизонтальной составляющей усилия в ванте
(рис. 71).
При этих условиях
KN2= T + Np
или
^2=Qf + F[o1P],
откуда вес якоря Q будет
q _ ЛТУ2 —F[orpl
f
где К — коэффициент устойчивости якоря на сдвиг, прини-
маемый равным 1,4;
F—площадь упорной (рабочей) плоскости якоря в см2-,
[огр] — допускаемое давление на грунт в кГ)см2-,
f—коэффициент трения бетона о грунт, принимаемый
ориентировочно равным 0,45—0,7.
Бетонные якоря необходимо проверять на устойчивость от
опрокидывания по формуле
Qb > KSI,
157
где Q — вес якоря в кг;
b и I — расстояния действующих сил относительно ребра
опрокидывания А в м;
К— коэффициент устойчивости;
S — усилие, действующее на якорь, в кГ.
Поверхностные переносные бетонные якоря представляют со-
бой бетонные или железобетонные блоки, которые краном укла-
дывают непосредственно на грунт либо на металлическую ра-
Рис. 72. Поверхностный бетонный якорь
а — общий вид; б — конструкция рамы якоря
му, стоящую на земле (рис. 72). Блоки скрепляют попарно при
помощи штырей или других соединительных устройств.
Для увеличения сопротивления сдвигу поверхностные якоря
изготовляют с вертикальными ножами, заглубленными в грунт.
Поверхностные бетонные якоря рассчитывают на силу тре-
ния Т металлической площадки о грунт и сопротивление грунта
резанию 117р, кроме того, проверяют на устойчивость от опроки-
дывания, при этом коэффициент трения металла о грунт при-
нимают равным 0,3.
Сопротивление грунта резанию определяется по формуле
UZp = 2bhKp,
где b— ширина ножа в см;
h— высота ножа в см;
Кр—удельное сопротивление грунта резанию, ориентиро-
вочно принимается для легких грунтов 0,35—0,6 кГ/см2,
для средних грунтов 0,6—1,2 кГ]см2.
158
Расчет винтовых якорей
Винтовые якоря изготовляют па усилие до 5 Т.
Проверка сопротивления грунта выдергиванию винтового
якоря производится в такой последовательности (рис. 73).
При действии силы N ло-
пасть винтового якоря выдер-
гивается вместе с коническим
объемом грунта. Угол наклона
линии среза грунта к вертика-
ли а принимают равным углу
распространения давления в
грунте. Согласно техническим
условиям проектирования мо-
стов (ТУПМ—56):
N
Рис. 73. Расчетная схема па выдер-
гивание винтового якоря
где ф — угол внутреннего трения грунта.
Объем усеченного конуса грунта:
где r=r0+H tga, а радиус лопасти г0 =
Вес выдергиваемого объема грунта
G = Vy.
где V — объем усеченного конуса грунта в л/3;
у— объемный вес грунта в кг/м3.
Боковая поверхность усеченного конуса
В — лВ0(т + то),
Во = /(г-т0)2 + Я2.
Сопротивление грунта сцеплению с поверхностью конуса:
/?с = ВС,
где С—удельное сцепление грунта; в зависимости от вида
грунта принимается в пределах 0,01—0,08 кГ/см2.
Сопротивление трению грунта по поверхности усеченного конуса
/?т = 2я Ш tg2 (45°— tg ф.
т 2 2Ь\ 2)
159
Сопротивление выдергиванию лопасти
Л/ = G 7?с Ч- /?т-
Условие надежности забивки якоря
N > В.
3. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ ГРУЗОЗАХВАТНЫХ УСТРОЙСТВ
Расчет крюков
Грузовые крюки для блоков и траверс проверяют на растя-
жение в хвостовой части и на совместное действие изгиба и ра-
стяжения в криволинейной части (рис. 74).
Расчетное напряжение в хвостовой части крюка при растя-
жении определяют по формуле
= — < 550 кГ'см2,
1 Л,
где Р— действующая нагрузка на крюк в кГ;
Fa— площадь сечения крюка с учетом ослабления
бой (нетто) в см2.
его резь-
Площадь сечения крюка нетто
Fa находят по приближенной
формуле:
Л, = 0,72Гбр,
где Гбр— площадь сечения крю-
ка без учета ослаб-
ления (брутто) в см2.
Площадь сечения крюка зави-
сит от его формы в криволиней-
ной его части:
при трапециевидном сечении
/7бР = ~^-hcM2,
г. nd2 „
при круглом сечении гбр =—-—см.
В криволинейной части крюка в сечении А—А одновременно
действуют растягивающие и изгибающие усилия.
При высоте сечения h, меньшем или равном расстоянию I
от центра крюка до центра тяжести сечения А—А, напряжение
от изгиба в этом сечении приближенно можно определить по
формулам:
для крюков трапециевидного сечения
160
для крюков круглого сечения
Р(/ + 0,65Л) Г1 о
Одзг = --—--------- КГ)СМ“,
где Р— вес груза в кг;
I— расстояние ог центра крюка до центра тяжести сече-
ния в см;
h— высота поперечного сечения в см;
W— момент сопротивления в см3.
Положение центра тяжести для крюка трапециевидного се-
чения
Момент сопротивления
а2 + 4а£> + b2 h2 a-\-b „
и/ —---!!!— h2 см8.
2а-\-Ь 12 12
Для крюков круглого сечения соответственно
Z = — см; W = ~^0,1(Рсм3.
2 32
Расчетное напряжение в крюке составит
о = су + Оизг Ю00 4- 1200 кГ/см3.
Расчет осей
Оси для грузовых крюков, блоков, подвесок, траверс, балан-
сиров, захватов для колонн и ферм и т. п. проверяют на проч-
fl
ГйТПТП п
t---ь------*
-----I-----
Рис. 75. Расчетная схема загрузки осп под-
вески крюка
кость по допускаемым напряжениям. Оси обычно изготовляют
из стали марки Ст. 5 с допускаемым напряжением 1700 кГ/см?
Расчетная схема загрузки оси подвески грузового крюка при-
ведена на рис. 75.
Максимальный изгибающий момент в оси подвески при весе
груза Q кг находят по формуле
где Q— вес поднимаемого груза в кг;
11—979
161
I— расчетная длина оси в см;
b— ширина сечения А—А криволинейной части крюка
в см.
Момент сопротивления для круглых сечений:
W = 0,Id3,
где d — диаметр оси подвески в см.
Расчетное напряжение в материале оси
п _________________________^изг
Р~ U7 •
Проверка по прочности производится из условия
Ср 'С [о].
Рис. 76. Расчетная схема оси
При расчете захватов для
строповки колонн, балок и ферм
при помощи оси, закладываемой
в отверстие монтируемого эле-
мента, диаметр оси подбирают
исходя из условия ее изгиба.
Изгибающий момент, переда-
ющийся на ось, определяют в со-
ответствии с расчетной схемой
(рис. 76) по формуле
М,зг= — кГ-СМ,
где Р— усилие на точку подвеса в кГ\
а—плечо приложения усилия (складывается из полови-
ны толщины подвески, зазора между подвеской и бе-
тоном около 2 см и расстояния до точки опирания на
трубку в бетоне, принимаемого равным 2—3 см) в см.
Далее расчет ведется аналогично вышеуказанному.
Расчет тяг подвесок
Тяги подвесок для элементов грузозахватных устройств под-
бирают в зависимости от величины удельного давления д, пере-
дающегося на тягу от веса груза Q.
Тяги подвесок рассчитывают на растяжение в местах, ослаб-
ленных отверстиями под проушины в сечениях А—А и Б—Б
(рис. 77).
Напряжение в сечении А—А определяют по формуле
где ---' Усилпе от веса груза Q, приходящееся на од-
ну проушину, в кГ;
162
F—(b — d)6—площадь сечения в см2;
b и 6— соответственно ширина и толщина тяги в см;
d— диаметр проушины в см.
Удельное давление определяют по формуле:
S Q
q —---= —--—.
dd 2d<5
Напряжение в сечении Б—Б от растяжения проверяют по
формуле
Тяги обычно изготовляют из листовой стали марки Ст.З.
Расчет блоков
В такелажных приспособлениях применяют монтажные бло-
ки однорольные, двухрольные, трехрольные и г. д.
Однорольные блоки применяют для непосредственного подъ-
ема грузов весом от 1 до 10 т, в полиспастах и в качестве от-
водных для изменения направления канатов.
Многорольные блоки (блочные обоймы) применяют в основ-
ном в полиспастах.
Сила тяги S, потребная для подъема груза Q при помощи
однорольного блока, должна удовлетворять условию
п
где 1]—коэффициент полезного действия, принимаемый для
роликов на бронзовых втулках равным 0,96, для ро-
ликов на подшипниках качения 0,98.
При наличии отводных роликов коэффициент полезного дей-
ствия блока равен сумме к. п.д. отдельных роликов, т. е.
П = ’ll + ПгН---h Ци.
где гр, т]2, 1]з, • • •, Лп — к. п. д. отдельных роликов.
11* 163
Элементом, воспринимающим усилие от поднимаемого груза
Q в блоке, является ось. При проверках за расчетную длину
осп принимают расстояние между точками опоры оси ролика,
которыми могут явиться тяги или щеки блока.
Напряжение в осп блока при заданных диаметре и длине оп-
ределяют по формуле
о = — = 2,5-^-</?и>
U7 (Р и’
где Q— нагрузка на ось блока в кГ;
I— длина осп в см-,
d— диаметр осн в см\
Ru—расчетный предел прочности материала оси в кГ/см2.
Расчет полиспастов
Проверочный расчет полиспастов, применяемых в грузоподъ-
емных механизмах, сводится к определению либо потребной си-
лы тяги для подъема груза Q, либо максимального веса груза,
который может быть поднят лебедкой с заданным тяговым
усилием и известной схемой запасовкп полиспаста.
В первом случае потребная сила тяги SK, равная усилию в
канате, идущему на лебедку, определяется из уравнения рабо-
ты сил по формуле
где 1]— коэффициент, учитывающий потери от трения и жест-
кости каната при огибании одного ролика (для роли-
ков на подшипниках качения т] = 1,02, для роликов на
бронзовых втулках т] = 1,04);
k—номер нитки;
п—число рабочих ниток полиспаста, на которых подве-
шен подвижной блок (груз);
Q— вес поднимаемого груза в кг.
В практике для нахождения усилий в канате SK полиспаста
более удобна формула
SK = uQ,
где ct — коэффициент, значения которого приведены в табл. 16
«Справочника монтажника стальных конструкций» (Госстрой-
издат, 1959), в зависимости от схемы запасовки полиспаста и
типа роликов.
Если известны тяговые усилия лебедки и схема полиспа-
ста, грузоподъемность лебедки составит
Q= —.
ОС
164
4. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ТРАВЕРС
В строительной практике широко распространены траверсы,
при помощи которых осуществляется захват разнообразных гру-
зов, начиная от контейнеров с кирпичом и кончая длинномер-
ными и объемно-пространственными железобетонными элемен-
тами. В большинстве случаев траверсы для монтажа строитель-
ных конструкций применяют, когда поднимаемые элементы не
могут воспринять монтажные усилия, возникающие от гибкого
стропа, а также при недостаточной высоте подъема крюка мон-
тажного крана.
Наиболее широко траверсы применяют при монтаже сбор-
ных железобетонных ферм и балок, особенно предварительно
напряженных. При строповке обычными гибкими стропами в
длинномерных конструкциях могут возникнуть усилия, обрат-
ные по знаку проектным, что может привести к разрушению
конструкции. Применение траверс позволяет более равномерно
распределить нагрузку в поднимаемой конструкции, что при-
ближает условие подъема к условиям, близким к проектному
положению элемента.
Так, например, при подъеме колонн или «двухэтажных» сте-
новых панелей, площадь которых достигает 20 л2 и более, воз-
никает необходимость в применении таких грузозахватных при-
способлений, которые, воспринимая напряжения от веса кон-
струкций, снижали бы возникающие в них монтажные нагрузки.
Это может быть достигнуто путем применения самобалансиру-
ющпх траверс, которые позволяют поднимать конструкции с
различным расположением центра тяжести.
Существуют два основных конструктивных типа траверс:
балочные и решетчатые.
Балочные траверсы представляют собой металлические бал-
ки из швеллеров, соединенных накладками, к концам которых
прикреплены блоки или роликовые подвески, через которые
перекидываются стропы. Роликовые подвески обеспечивают рав-
номерное натяжение свешивающихся с них стропов и равномер-
ную передачу нагрузки на все четыре точки захвата.
Крепление траверсы к крюку грузоподъемного механизма
осуществляется либо непосредственно за скобу балки, прива-
ренной посередине, либо через подвески с гибкими или жестки-
ми тягами. Жесткие тяги соединяются шарнирно, что пол-
ностью разгружает их от изгибающих моментов, возникающих
в углах рамных конструкций.
Балочные траверсы применяют для подъема элементов ве-
сом до 50 т.
Решетчатые траверсы представляют собой металлические
сварные треугольные фермы. Нижний и верхний пояса траверс
выполняют из уголков или швеллеров, соединенных накладками,
а стойки и раскосы — из уголков. По концам к траверсе при-
165
Рис. 78. Расчетная схема балочной тра-
версы, работающей на изгиб
креплены роликовые подвески со стропами. Захват траверсы
крюком грузоподъемного механизма осуществляется за скобу,
имеющуюся в коньке траверсы. Решетчатые траверсы в боль-
шинстве случаев применяют для подъема длинномерных эле-
ментов весом более 6 т и длиной до 36 м.
Конструирование траверс производят с учетом технологии
монтажа конструкций и начинают с выбора расчетной схемы,
при которой конструктивное
оформление траверсы будет
наиболее полно обеспечи-
вать удобство захвата и ос-
вобождения сборных эле-
ментов, их сохранность при
перемещениях и полную бе-
зопасность производства ра-
бот. По выбранной расчет-
ной схеме определяют сече-
ния требуемых элементов
траверс и стропов и прове-
ряют их прочность.
При выборе типа травер-
сы следует стремиться к то-
му, чтобы конструкция гру-
зозахватного приспособле-
ния по возможности обсспе-
в рабочем (проектном) по-
чивала подъем сборного элемента
ложении. Это позволит дополнительно не усиливать поднимае-
мые элементы монтажной арматурой, которую закладывают в
конструкции специально для восприятия монтажных напряже-
ний и необходимость в которой отпадает сразу же после уста-
новки детали на место. Траверсы должны быть по возможности
универсальными и обладать небольшим весом, так как вес
траверсы снижает полезную грузоподъемность крана.
Расчетная схема балочной траверсы с непосредственным
креплением балки к крюку грузоподъемного механизма приве-
дена на рис. 78. Траверсы этого типа работают на изгиб. Сече-
ния балки для траверсы подбирают по расчетным напряжениям,
по максимальному изгибающему моменту, возникающему в бал-
ке от веса поднимаемого элемента:
М =
*¥1ИЗГ 2 ’
где Р— вес поднимаемого груза в кг;
а— расстояние от точки приложения груза Р до оси под-
веса стропов в см.
Расчетное напряжение в балке от изгиба
__ -Мизг Г)
° фб ”и>
*M5p
166
где 1^бр — момент сопротивления брутто в слг;
<р6—коэффициент устойчивости при изгибе;
7?и—расчетный предел прочности материала в кГ/см2
Конструктивно балочные траверсы, работающие на изгиб,
оформляют различно в зависимости от их назначения и типа
поднимаемых элементов.
Балочные траверсы с под-
весками, работающие на сжа-
тие, рассчитывают на действие
осевых сил в соответствии с
расчетной схемой (рис. 79).
Расчет ведется по предельно-
му состоянию.
Расчетное усилие 7V) при
сжатии в балке от веса подни-
маемого груза
2 ’
Рис. 79. Расчетная схема тра-
версы, работающей на сжатие
в кг.
в балке
Ясж,
где а — угол наклона подвески;
Р—вес поднимаемого груза
Расчетное напряжение сжатия
Л'1
о — —--
«ррн
где Fa—площадь сечения конструкции нетто в сл2;
<р— коэффициент устойчивости;
7?сж— расчетный предел прочности металла балки в
кГ/см2.
Осевые усилия N в подвесках траверсы
N = —— .
2cos а
По величине найденного усилия N подбирают канаты или
тяги для подвески траверсы.
Блоки и роликовые подвески рассчитывают аналогично вы-
шеизложенному.
При расчете решетчатых траверс по выбранной расчетной
схеме решетки фермы определяют внутренние осевые усилия в
стержнях либо графическим методом путем построения диаг-
раммы Кремоны, либо аналитическим методом сечения фермы.
По найденным усилиям подбирают сечения конструктивных
элементов фермы и конструируют траверсу.
Конструкцию решетчатой траверсы подбирают в зависимости
от вида поднимаемого элемента.
При подъеме тонкостенных крупноразмерных элементов су-
1G7
шествующие способы захвата при помощи стропов и траверс
полностью не обеспечивают сохранность конструкций, так как
они очень чувствительны к самым незначительным монтажным
нагрузкам. За рубежом для подъема тонкостенных крупнораз-
мерных элементов применяют вакуумные захваты, работающие
по принципу присоса. Такие захваты могут поднимать грузы
весом до 50 т.
Рис. 80. Расчетная схема усилий в ваку-
умном захвате
Основными элементами вакуумного захвата являются ваку-
ум-камера с прикрепленным к ней шарниром для поворота кон-
струкций, резинового шланга и вакуум-насоса. L3 зависимости от
назначения захват может быть оборудован одной или несколь-
кими камерами различной формы.
При конструировании вакуумных захватов основным явля-
ется правильное определение размеров вакуумной камеры.
Так как поднимаемое изделие удерживается силой вакуум-
ного притяжения, необходимо, чтобы эта сила была больше ве-
са изделия.
Изделия обычно поднимают под углом к горизонту (съем па-
нелей перекрытий с панелевоза, подъем стеновых панелей, кан-
тование конструкций и т.п.), поэтому при расчете необходимо
учитывать не все детали, а нормальную составляющую веса.
Расчетная схема усилий при работе вакуумного захвата приве-
дена на рис. 80.
Условие надежности удержания детали при подъеме
Р^> N;
M(P-N) ^S-,
Pc Sa + Nb,
где N—нормальная составляющая равнодействующей внеш-
них сил (вес, инерционные силы, различного рода
сопротивления) в кГ;
168
S — горизонтальная составляющая равнодействующей
внешних сил в kF;
Р — сила вакуумного притяжения в кГ;
М—коэффициент трения резиновой прокладки камеры
по поверхности детали (при сдвиге по сухой поверх-
ности бетонной плиты Л4 = 0,9, а по поверхности, смо
ченной водой, 7И=О,4 -ь 0,45);
а, Ь, с— плечи сил в см.
Силу вакуумного притяжения Р определяют по формуле:
P = mFP&(fp^-^-,
где F—площадь одной вакуумной камеры по внутреннему
контуру герметизирующей! прокладки для приложе-
ния силы внешнего притяжения в ел/2;
т— количество вакуумных камер в захвате;
Ра— давление воздуха в аг,
— коэффициент уменьшения площади камеры за счет
деформации резиновой прокладки:
(pF = ^^!2_~ 0,9 -ъ 0,95;
Г11рит—площадь по внутреннему контуру резиновой про-
кладки после приложения силы вакуумного притя-
жения в см2;
<рр—коэффициент, учитывающий неполное разрежение
воздуха в камере:
<рр = Ра~Ркам^0,8-ъ0,9;
Та
Рквы— остаточное давление внутри вакуумной камеры по-
сле приложения силы притяжения;
k— коэффициент безопасности, принимаемый при ста-
тическом приложении внешних сил равным 1,5, при
динамическом — 3.
При расчетах вакуумных захватов следует иметь в виду, что
при разрежении, создаваемом вакуумным насосом, на каждый
1 кг веса поднимаемого груза требуется примерно 1,2 см2 пло-
щади присоса. Так, например, подъем панели перекрытия весом
2 7 может быть осуществлен захватом с общей площадью камер
присоса 2400 см2. При расчетах также необходимо учитывать,
что усилие сдвига должно быть не более 75% усилия отрыва.
Безопасность во время подъема обеспечивается, с одной сто-
роны, надежностью «присоса» камеры при помощи герметизи-
рующих прокладок, а с другой — запасом грузоподъемности за-
хвата,
163
Герметизирующие прокладки обычно выполняют из вакуум-
ной или губчатой резины или другого материала на основе пла-
стиков. По контуру камеры дополнительно устраивают фартуки
из эластичной резины, обеспечивающие присос без первона-
чального прижатия. Смачивание поверхности поднимаемой де-
тали водой повышает силу вакуумного притяжения на 10—15%.
Запас грузоподъемности обеспечивается необходимой сте-
пенью разрежения в камере. Степень вакуума, определяющая
величину грузоподъемности и контролируемая при помощи ва-
куумметра, поддерживается непрерывной работой вакуумного
насоса во время подъема. Для исключения возможности падения
поднимаемой детали при случайной остановке насоса преду-
сматривают специальные захватно-контрольные приспособле-
ния.
VII. ГРУЗОПОДЪЕМНЫЕ УСТРОЙСТВА И МЕХАНИЗМЫ
На строительных площадках для подъема, перемещения
и установки в проектное положение строительных конструкций
и элементов технологического оборудования применяют различ-
ные грузоподъемные устройства и механизмы. Безопасная рабо-
та грузоподъемных устройств и механизмов во многом зависит
от правильного выбора их конструктивных элементов, а также
от условий прочности и устойчивости при их установке и эксплу-
атации. Кроме того, при монтаже отдельных объектов иногда
могут возникнуть особые условия подъема конструкций, которые
требуют обязательных проверочных расчетов, учитывающих до-
полнительные усилия и нагрузки, которые могут возникнуть
в элементах грузоподъемных устройств и механизмов во время
их эксплуатации.
1. РАСЧЕТ ГРУЗОПОДЪЕМНЫХ УСТРОЙСТВ
Монтажные мачты
Монтажные мачты являются простейшими грузоподъемными
устройствами. Их применяют при небольших объемах работ по
перемещению и подъему единичных грузов, когда установка кра-
на экономически нецелесообразна или когда параметры имею-
щихся кранов недостаточны для подъема тех или иных грузов.
По конструкции монтажные мачты бывают деревянные и ме-
170
таллические. Деревянные мачты имеют ограниченное примене-
ние из-за относительно небольшой грузоподъемности (до 10—
15 т) и малой высоты подъема (12—15 м). Металлические мачты
изготовляют трубчатыми или решетчатыми. При монтаже строи-
тельных конструкций в большинстве случаев применяют трубча-
тые мачты грузоподъемностью до 100 т с высотой подъема до
60 м. При монтаже тяжелого технологического оборудования
применяют решетчатые мачты грузоподъемностью до 200 т с вы-
сотой подъема до 60 м.
Проверочный расчет монтажных мачт заключается в опреде-
лении расчетных напряжений в мачте или стреле из условий
прочности и устойчивости. Кроме того, при расчете мачт прове-
ряют прочность верхнего, наиболее напряженного стыка, а при
расчете решетчатых мачт — устойчивость отдельной ветви се-
чения.
Схема усилий в элементах мачты от веса груза и полиспаста
при различных углах наклона вант приведена на рис. 81.
Возникающее в мачте сжимающее усилие от веса поднимае-
мой конструкции Q и веса полиспаста g находят по формуле
S1== (Qk+g)
cos cz
sin у ’
где Si—сжимающее усилие от веса конструкции Q и веса поли-
спаста g в кГ;
k— коэффициент динамичности, принимаемый для привод-
ных лебедок равным 1,1, для ручных лебедок— 1;
171
a— угол наклона вант к горизонту;
у — угол между мачтой и вантой.
Сжимающее усилие в мачте S2 от натяжения конца каната,
сбегающего с неподвижного блока:
где п— количество роликов в полиспасте;
т]0— к. п. д. полиспаста.
Сжимающее усилие S3 от вертикальной составляющей перво-
начального натяжения вант
S3 = inS cos у,
где m—количество вант;
S—предварительное натяжение одной ванты, зависящее
от ее длины, грузоподъемности мачты и принимаемое
в пределах от 0,3 до 2 Т.
Сжимающее усилие S4 от натяжения задних (рабочих) вант
вследствие эксцентричности подвески неподвижного блока по-
лиспаста относительно оси мачты
„ (Qk + g -} S2) е sin а
*->4 — ; ’ :-->
h sin у
где e—эксцентриситет крепления неподвижного блока поли-
спаста;
h—длина проекции мачты на вертикальную ось в м.
Полное сжимающее усилие в оголовке мачты SM0 составит
SM.O = S4 + S2 -f- S3 -f- S4.
Расчетное сжимающее усилие в мачте SM (с учетом ее соб-
ственного веса):
Sm = SM.o Н- G cos р,
где G— собственный вес мачты в кг;
0— угол между мачтой и полиспастом.
Изгибающий момент Л1о в оголовке мачты от внецентренного
крепления подъемного полиспаста
Л1о= (Q/e + £ + S2)e.
Расчетный изгибающий момент Мр в сечении мачты на —
ее высоты
Q
Расчетное напряжение в сечении оголовка мачты из условия
прочности
SM । 7ИО
о =------ Ч------,
Гбр ^бр
172
где F6p—площадь поперечного сечения мачты (брутто), рав-
ная сумме площадей поясов в см2, F6p=4Fl-,
Ft— площадь поперечного сечения одного пояса в см2;
1Гбр— момент сопротивления поперечного сечения мачты
(брутто) в см3.
Расчетное напряжение в мачте из условия устойчивости
(J = | Мр
fP /'бр Ч^бр
где <р — коэффициент продольного изгиба.
Зная расчетное усилие в мачте SM, можно проверить усилие
в вантах и анкерах, а также определить опорные реакции мачты.
Усилие в ванте SB находят по формуле
sB = sM—
в " Sin (Р + у)
Усилие в анкерах:
Ni — Sn sin а;
= SB cos ct.
Опорные реакции мачты:
Pi — SM cos p;
P2 = SM sin |3.
По натяжению конца каната находят усилие S5, передающе-
еся на лебедку;
где ц 1 — к. п. д. отводного ролика, равный 0,96—0,98.
При подтаскивании монтируемых конструкций в задних ван-
тах и мачте могут создаться опасные добавочные усилия, кото-
рые необходимо учитывать при проверочных расчетах в тех слу-
чаях, когда подтаскивание имеет место.
Горизонтальное усилие, удерживающее конструкцию на рас-
стоянии а от основания мачты (рис. 82), в начальный момент
подъема равно сумме сил трения подтаскиваемой конструкции
весом Q по земле и усилия тормозных лебедок, а в момент отры-
ва конструкции от земли — усилию тормозных лебедок Se, на
которые их и рассчитывают:
о __
•-’в — •
h
Усилие S6 вызывает равное ему горизонтальное усилие в вер-
шине мачты, которое создает добавочную нагрузку на задние
ванты S7 и добавочное усилие в мачте S8:
S7 = ---;
cos а
Sg — Sa tg ct.
173
Рис. 82 Схема усилий в канатах при подъеме кон-
струкций мачтой с подтаскиванием
174
Пример. В металлической монтажной мачте грузоподъемностью 25 т
полиспастом
для вант,
на бронзовых
проверить напряжение при подъеме груза десятипнточным
и электролебедкой с тяговым усилием 5 Т и подобрать канаты
Вес мачты 6 т, вес полиспаста 800 кг, ролики полиспаста
втулках. Расчетная схема мачты приведена на рис. 83.
Нагрузка на мачту от веса груза и полиспаста
cos а
Si = (Qk + g) — — .
sin у
При a=45° и вертикально установленной мачте у= а=45°
cos а
------------------------------= ctg а = 1;
sin а
Sx = (25-1,1 +0,8) 1 = 28,3 Т.
Усилие в сбегающей нитке полиспаста
Q 25
S2 = — =---------= 2,4 Т < 5 Т.
пг)0 10-1,04
Вертикальная нагрузка на мачту от предварительного натяжения вант.
Для угла 45° S = 2 Т;
Ss - tnS cos у = 4-2-0,707 = 5,65 T.
Вертикальная нагрузка на мачту от натяжения рабочей ванты
(Qk + g + S2) в sin a (25-1,1+0,8 + 2,4)0,45
* ------------------= 1 = U, iZ.6 1 •
h sin у 32,25
Полная сжимающая нагрузка на оголовок мачты
SM.o = Si + S2 + S3 + Sd = 28,3 + 2,4 + 5,65 + 0,428 = 36,77 7.
Расчетное сжимающее усилие в оголовке мачты с учетом ее собственного
веса
SM = SM.O + G cos р = 36,77 + 6 = 42,77 Т.
Изгибающий момент в оголовке мачты
Д4О = (Qk + g + S2) е = 30,7-0,45 = 13,8 Т-м.
Расчетный изгибающий момент в мачте
3 3-13,8
Л4Р = —Л4О= —^- = 10,36 Т-м.
Сечение мачты по высоте одинаковое из уголков 125X125X10; стыки на
болтах диаметром 21 мм. По сортаменту Л=24,3 см1.
Площадь сечения уголков мачты:
76р = 4-24,3 = 97,2 см1.
Момент инерции сечения мачты:
J = 2 (JA. + yf) = 4 (360 + 24,3-41,182) = 159 040 слР.
Момент сопротивления при высоте сечения с = 80 см
J 159 040-2
117 = -- =----------
а/2 80
Находим коэффициент продольного изгиба <р. Радиус инерции
«4 =
= 3976 слз.
159 040
97,2
— 40,5 см.
175
Гибкость
80.
h 32,25-100
Х = — =-----------
г 40,5
«Справочника монтажника стальных конструкций» (Гос-
для стали марки Ст.З при гибкости 80<р=0,732.
Из табл. 30
стройиздат, 1959)
Суммарное напряжение в оголовке мачты из условий прочности:
SM Мо 42 770 1 380 000
о = —- + -^ = —- + —= 440 + 347 = 787 < 1400 кГ/см*.
Рбр '^бр 97,2 3976
Расчетное напряжение мачты из условий устойчивости:
SM Мр 42 770 1 036 000
с = —— + —Е- = ---------------+-----------= 861 К.Г1Ы&.
<рС6р ^бр 0,732-97,2 3976
Так как 861 <1400 кГ/сл2, устойчивость мачты во время работы обе-
спечена.
По найденной расчетной нагрузке на мачту подбираем канаты для вант.
Усилие в одной ванте при вертикально установленной мачте:
S., 42,77
SR =-----— =-------'---= 15,29 Т.
ь msina 4-0,707
Требуемое усилие в ванте с учетом коэффициента запаса прочности
Ко =3,5 (из табл. 44):
SB = 15,29-3,5 = 53,5 Т.
Принимаем по ГОСТ 3079—55 канат типа ТЛК 06X37 диаметром 33,5 мм
с расчетным пределом прочности проволоки при растяжении 160 кГ)мм2.
При этом разрывное усилие в канате 60,45 Т>53,5 Т.
Шевры
Шевры применяют для подъема грузов весом от 1 до 50 т.
Конструктивно шевр выполнен в виде А-образной наклонной ра-
мы, шарнирно закрепленной нижним концом на опорной раме.
К верхнему концу наклонной рамы крепится ванта (или поли-
спаст), удерживающая шевр в наклонном положении. Устойчи-
вость шевра обеспечивается контргрузом, располагаемым на ра-
ме, или закреплением опорной рамы к якорю.
Сжимающее усилие в наклонной рамс шевра в соответствии
с расчетной схемой (рис. 84) определяют по формуле
(KP + Q)H(a + l)
где SIU — сжимающее усилие в шевре в Т;
Р— вес поднимаемого груза в т;
К— коэффициент динамичности нагрузки (при ручных
лебедках /<=1, при электрических Л’=1,1);
Q—сумма весов оголовка шевра, подъемного полиспаста
и половины веса шевра в т;
Н— высота шевра в м;
а— расстояние от точки опирания шевра до места креп-
ления вант в м;
176
с—расстояние по вертикали от оголовка шевра до зем-
ли в м; с—Д^Н2—12\
I— вылет шевра в М-.
Сжимающее усилие в ноге шевра:
I <?
°Н.Ш -- Г. 1 '-’п,
2 cos у
нитке полиспаста в Т.
где Sa — усилие в сбегающей
Рис. 84. Расчетная схема шевра
Изгибающий момент в раме шевра от собственного веса:
Мизг = ^,
где Qu, — вес шевра в т.
Изгибающий момент в ноге шевра:
/И —Ai|l3r
/Г1изг.н 2 •
Усилие в удерживающей ноге (или полиспасте):
„ (P + Q)l
в Ь
где b — расстояние от опорного шарнира шевра до ванта в м.
На устойчивость против опрокидывания шевры проверяют ио
формуле
ЛЛ^оир /Иуд,
где /Иопр-—момент от веса груза; М()ар=Р1Т м;
Р— коэффициент устойчивости (для шевров /(=1,4);
Л1уд— удерживающий момент.
/Иуд = "EPiXiT • м,
где р.— собственный вес элементов шевра, лебедок, контргру-
зов, расположенных на опорной раме;
12—979
177
xt— расстояние от элементов шсвра (лебедок, контргрузов
и т. п.) до ребра опрокидывания в м.
Если шевр опирается не у конца опорной рамы, то:
МОпр = Р(/ — е)Т-м,
где е-—расстояние от конца рамы до точки крепления шсвра
в м.
Мачтово-стреловые краны
ААачтово-стреловые краны обычно применяют для подъема
грузов при небольших объемах работ, например на действующих
предприятиях при их реконструкции, при ремонте зданий и т. п.,
т. е. в тех случаях, когда применение стационарных подъемных
кранов экономически невыгодно или вообще невозможно ввиду
стесненных условий.
Конструктивно мачтово-стреловыс краны представляют собой
вертикально установленную мачту, к которой на шарнире при-
креплена стрела с грузовым полиспастом. Верх стрелы подвешен
к мачте при помощи стрелового полиспаста. Стрела может уста-
навливаться в любой точке мачты по высоте и поворачиваться
в горизонтальном и вертикальном направлениях либо только
в вертикальном (краны-деррики).
Мачтово-стреловые краны часто проектируются и изготовля-
ются силами самих строительно-монтажных организаций.
Основные элементы проектирования таких кранов включают
подбор сечений стрелы и мачты, их конструктивное решение, вы-
бор типа и диаметра канатов для вант и якорей. Основой для
проектирования является расчет усилий, возникающих в мачто-
вых кранах при подъеме груза, согласно расчетной схеме
(рис. 85).
Расчетная нагрузка на конец стрелы:
So= 1.1P + Q,
где Р—вес груза в т;
Q— вес элементов стрелы (грузового полиспаста со стро-
пами, стропов и механических деталей в оголовке стре-
лы и половина собственного веса стрелы) в т;
1,1 — коэффициент динамичности.
Суммарное сжимающее усилие в стреле определяют при го-
ризонтальном ее положении по силовому треугольнику, образуе-
мому элементами крана (стрелой ОБ и стреловым полиспастом
OB', рис. 86).
Из силового треугольника усилие от груза в стреловом поли-
спасте:
S» = S«T;
s,=s„—.
с
178
Рис. 86. Силовой треугольник для
расчета усилий в стреле мачтово-
го крана
12*
179
Усилие в стреле от сбегающей нитки, идущей вдоль стрелы:
где п — число ниток стрелового полиспаста.
Суммарное усилие в стреле
s =s.+s;.
ст 1*1
Наименьшие усилия в элементах стрелы получаются при со-
отношении — >1 (см. Рнс- 85). Поэтому нужно стремиться
к тому, чтобы расстояние между нижней опорой и местом креп-
ления верхней было не менее длины стрелы.
Расчетное сжимающее усилие, действующее на мачту:
sin а,
где SCT— расчетная нагрузка на стрелу крана в Г;
Q— собственный вес мачты в т;
•S’— усилие от сбегающей нитки грузового полиспаста в Г;
т— число вант;
<SB—усилие в вантах в Г;
а— угол наклона вант к горизонту.
Изгибающий момент в стреле мачты
GI
^МИЗГ g >
где G — вес стрелы, G = ql\
q— вес 1 м конструкции стрелы в кг.
Изгибающий момент в мачте в месте крепления стрелы
М'
ИЗГ Н 1
где Н—геометрическая высота мачты в л/;
h— высота мачты до точки крепления стрелы в м\
а— плечо усилия в ванте, т. е. нормаль, проведенная из
точки опирания мачты к ванте, в м.
Конструктивным типом сечений мачт и стрел легких и сред-
них кранов обычно принимают трубчатые, которые подбирают
по гибкости и проверяют па совместное действие нормальных
п изгибающих сил.
Гибкость мачты или стрелы при продольном изгибе
где I — расчетная длина элемента в см-,
г —минимальный радиус инерции сечения в см.
Для труб гж=0,353 Da, где £>„— наружный диаметр трубы.
При выбранном диаметре D трубы для мачты или стрелы по
180
гибкости Z определяют коэффициент продольного изгиба <р и да-
лее проверяют выбранное сечение по прочности и устойчивости
по формулам, приведенным в разделе «Монтажные мачты».
Момент сопротивления для труб определяют по формуле
№=0,7853 £>-б,
где ё — толщина стенки трубы в см.
При проверке мачтовых кранов на устойчивость против оп-
рокидывания исходят из условия равенства удерживающего и
опрокидывающего моментов, т. е. М>ир=Л1уД.
Величина опрокидывающего момента
Л4опр — SqZ,
где 80— расчетная нагрузка на конец стрелы в кГ;
I— вылет стрелы в м.
Удерживающий момент в мачте создают ванты, которые рас-
полагают равномерно вокруг мачты:
Л4уд —
где а—плечо усилия в ванте в м\
8Ъ — усилие в ванте в кГ.
Расчетное усилие в каждой ванте Sb определяют без учета
разгружающего влияния соседних вант в предположении, что
стрела крана находится в плоскости ванты и вся горизонталь-
ная реакция от стрелы передается на ванту:
so / Л1опр
в Н cos а а
где Н — высоты мачты в м;
а—угол заложения вант к горизонту.
По полученному усилию Sb подбирают сечение ванты с тре-
буемым запасом прочности, равным 3,5. Из условий безопасно-
сти минимальный диаметр вант принимают не менее 19,5 мм
для мачт высотой до 20 м и не менее 22 мм для мачт высотой
до 30 м.
Пример. Подобрать основные элементы мачтового крана для подъема
груза весом 3 г на высоту 30 м при радиусе действия крана 8 м. Расчетная
схема приведена на рис. 87.
Принимаем: вес стрелы 250 кг, вес двух ниточного грузового полиспаста
с канатами 200 кг, вес стропов и механических деталей в оголовке стрелы
200 кг. Угол заложения ванты к горизонту а = 45°.
Суммарный вес Q всех дополнительных грузов на стрелу:
250
Q = — + 200 + 200 = 525 кг = 0,525 г.
Расчетная нагрузка на конец стрелы:
Sc= 1,1 Р + Q = 1,1-3 + 0,525 = 3,825 Г.
181
Горизонтальное усилие от груза в стреловом полней
SZ=S — = 3,825 — = 3,06 Г.
° с 10
Усилие в стреле от сбегающей нитки полиспаста:
. S/ 3,06
S, = — = — = 1,53 Г.
tl
Рис. 87. Расчетная схема мачтового
крапа к примеру
наружный диаметр
800
Суммарное усилие в стреле
SC1 = Sz + S’ = 3,06+1,53=4,59 Т.
Принимаем сечение стрелы труб-
чатым гибкостью Х= 180 и производим
проверочный расчет.
Находим
трубы
I
DH = ------- =--------=12,6 см.
0,353 7. 0,353-180
По ГОСТ 8732—58 принимаем
трубу диаметром О„=133 мм, толщи-
на стенки 6=6 мм. Площадь сечения
трубы Гор=23,9 см2, момент
тивления 1Fci> = 72,7 см5, радиус инерции гж=4,49 см, вес 1 м трубы 18,79
Проверяем выбранный диаметр трубы. Гибкость трубы:
сопро-
К2.
, 800
X = — = 177 < 180.
4,49
По «Справочнику монтажника стальных конструкций» для X = 177
фициент q>=0,239.
Вес стрелы G—ql = 18,79 • 8= 150 кг.
Изгибающий момент в стреле
GI 150-800
Л4ИЗГ = ~7~ ~ ~— = 15 000 кГ-см.
8
коэф-
8
Суммарное напряжение в стреле из условий устойчивости
«ст М,13г 4590 15 000
°=7^7+= w+ ЪТ =1011 < 1400 к^12-
Аналогичным путем подбираем диаметр трубы для мачты.
Задаемся гибкостью мачты ?.= 180. Требуемый диаметр трубы при высоте
мачты 30 м;
л I 3000
Mt = П «51 = п 'та t on = 47 6 СМ-
0,353Л 0,353-180
Из ГОСТ 8732—58 по радиусу инерции находим ближайший больший
диаметр трубы, равный £>„ = 138 мм, и проверяем сечение на прочность
и устойчивость.
Диаметр вант подбираем по расчетному усилию в ванте:
s Sol __________________
в Я cos а 30-0,707
3,825-8
= 1,55 Т.
182
Требуемое усилие в ванте с учетом коэффициента запаса:
SR = 3,5-1,44 = 5,05 Т.
По ГОСТ 3070—66 требуемому усилию соответствует канат диаметром
11 мм с разрывным усилием /? = 5,59 7">5,05 Т. Из условий безопасности при-
нимаем канат диаметром 22 мм.
Кабельные краны
Кабельные краны применяют в гидротехническом строитель
стве, при сооружении мостов, на складах, при выполнении ре-
монтных работ, когда ввиду сложности условий производства
невозможно или нецелесообразно укладывать подъездные пути
для подачи конструкций и грузов непосредственно к месту мон-
тажа.
Конструктивно кабельный кран представляет собой две мач-
ты, расположенные на некотором расстоянии одна от другой
и раскрепленные вантами с якорями. Между мачтами натянут
несущий канат, по которому при помощи тягового каната пере-
двигается грузовая тележка с полиспастом для подъема груза.
Электролебедки для подъема грузов и перемещения тележки
расположены у одной из опор крана.
Основными канатами кабельных кранов являются несущий,
подъемный и тяговый, которые подбирают по расчету в зависи-
мости от конструкции и грузоподъемности крана.
Точные расчеты несущего каната сложны и громоздки и при-
меняются при выборе несущего каната для стационарных ка-
бельных кранов больших пролетов и грузоподъемности.
Для временных кабельных кранов, применяющихся на строи-
тельных площадках, выбор несущего каната можно произвести
по упрощенной методике: либо по усилию, возникающему в ка-
нате крана при его эксплуатации, либо по стреле провеса
каната.
Расчетные усилия в несущем канате возникают от веса гру-
за и тележки, который рассматривают как сосредоточенную на-
183
грузку, и от собственного веса каната, который принимают,
как равномерно распределенную нагрузку. Для кабельных кра-
нов с опорами, расположенными на одном уровне, расчетная
схема усилий от веса груза и тележки приведена на рис. 88, а,
от собственного веса каната —на рис. 88,6.
Наибольшие усилия в канате возникают при расположении
тележки с грузом в середине пролета. Для этого случая значе-
ние распора II в соответствии с расчетными схемами состав-
ляет:
Hi = (f + Qll п
4/
2 8/’
где — распор от веса тележки и груза в лц
Н2 — распор от собственного веса каната в м;
I— пролет крана в м;
Р— вес груза в кг;
Q— вес тележки с полиспастом в кг;
q'—собственный вес. каната в кг;
f— стрела провеса каната под грузом в центре пролета
в м.
Точное определение величины f сложно Поэтому обычно
величиной провеса каната задаются и принимают ее равной от
Vis до '/25 пролета кабельного крана.
Полное натяжение каната;
Н = Hi -J- Hz-
Усилие в канате от веса груза и тележки:
Л P+Q
где А = —%— — опорная реакция от груза.
Усилие в канате от его собственного веса;
Расчетное усилие в канате
S = SH- 52.
Сечение несущего каната подбирают по расчетному растя-
гивающему усилию S с запасом прочности 3,5 для постоянных
канатов и 3 для временных. Выбранное сечение каната прове-
ряют на напряжения от изгиба, которые возникают под коле-
сами тележки в канате.
Напряжения от изгиба должны составлять 0,4—0,8 величины
растягивающих напряжений, величину которых определяют по
формуле;
184
где <jh— напряжение от изгиба в кГ[см2;
V— давление одного колеса тележки в кг;
F — площадь сечения проволок каната в см2;
о*, — напряжение растяжения в канате в кГ/см2;
Ек— модуль упругости каната в кГ/см2.
Модуль упругости каната Ек определяют по формуле:
Ек = %Е,
где Е— модуль упругости проволоки, равный 2- 10е кГ/см2;
с— коэффициент уменьшения модуля упругости каната в
зависимости от его типа.
Длина гибкого и нерастяжимого каната L может быть найде-
на по формуле:
где — стрела провеса в середине пролета в м;
I — длина пролета крана в м.
Расчетную длину пролета крана определяют по формуле:
I — Л + lz + 2/3,
где h—длина рабочей зоны или размер строящегося объекта
в м;
/2— длина площадки для производства подготовительных
работ (подачи, разгрузки, сортировки и укрупнения
конструкций) в м;
1а — длина «мертвых» участков возле опор крана, на
которые по условиям правильной эксплуатации те-
лежка с грузом заходить не может, в м.
Расчетное усилие ST, действующее на тяговый канат, в со-
ответствии с расчетной схемой (рис. 89) находят из выражения:
ST==Si+S2+S3,
Где Sj = (Рф-Q) sin<р — усилие, удерживающее тележку от ска-
тывания по наклонной ветви несущего
каната;
Р— вес груза в т;
Q— вес тележки с полиспастом в т;
ф—угол наклона несущего каната.
Угол наклона несущего каната находят из отношения:
, Y
tg ф = — >
a
где a— максимально возможное приближение тележки
с грузом, находящейся на несущем канате, к опо-
ре, а 0,1 /;
185
Y=Q,6f—провес каната при расположении тележки с гру-
зом на расстоянии от опоры а = 0,1 I.
Силу натяжения обратной нитки тягового каната S'2 для
строительных кабельных кранов принимают: 5,^0,5 Т.
Сила трения S'3 в колесах тележки и в отводных роликах
тягового и подъемного канатов:
S;^0,15(P+Q).
Рис. 89. Расчетная схема усилий в тяговом канате кабель-
крана
При расчете опор и вант кабельных кранов расчетное уси-
лие в мачте составит:
7V = Л\ Л 2 -|- Л^з 4” -^4,
где Nt=GI2—половина веса несущего каната в т;
л? Р-1-<2
jv2 = —-— — половина веса тележки с грузом в т;
кт о * гт sin сс
^з.в51п« — п------вертикальная составляющая усилия
cos а
в задней ванте в Т;
И — полное натяжение каната в Т;
S3B— усилие в задней ванте в Т;
7V4=2S6.Bsina—вертикальные составляющие уси-
лия в двух боковых вантах в Т;
$б.в—начальное натяжение боковых вант,
принимают £б.в = 2 -5-3 Т.
По полученным значениям усилий подбирают сечения кана-
тов для вант и металлических конструкций опорной мачты. Вы-
соту опорных мачт назначают из условия:
h — hi -р lh ~h h.3 -J- hi -|- f,
где /ii — высота строящегося здания в м;
h.,—габарит устанавливаемого элемента, включая размеры
стропа, в м;
Л3—необходимый запас высоты между зданием и устанав-
ливаемой конструкцией, принимаемый не менее 1—2 лг;
186
ht— минимальный размер грузового полиспаста от грузово-
го крюка до оси ходового колеса тележки в м;
f—стрела провеса при подъеме расчетного груза в м.
Подъем и установка мачт кранов
Подъем и установка мачт является задачей, требующей спе-
циальных расчетов, направленных на обеспечение безопасности
работ при монтаже. На основе расчетов выбирают вспомогатель-
ную стрелу подъемного полиспаста, лебедки и тормозные от-
тяжки, подъемные ванты и якоря, а также проверяют мачты па
действие монтажных нагрузок.
Существуют три основных способа подъема мачт: подъем
«скольжением», подъем «поворотом», подъем «падающей стре-
лой». Выбор способа подъема зависит от размеров и веса мачты,
условий монтажа, наличия на месте вспомогательных устройств
и механизмов.
В зависимости от способа монтажа определяют расчетные
усилия в элементах мачты.
При подъеме «скольжением» расчетное усилие в подъемном
полиспасте определяется весом монтажной мачты с оснасткой.
При подъеме мачты способом «поворота» (рис. 90) усилие
в подъемном полиспасте и рабочей ванте вспомогательной мач-
ты определяется из условия отсутствия момента в опорной точке
мачты при ее подъеме. При этом усилие в подъемном полис-
пасте вспомогательной мачты будет:
Sn = —,
а
где Q—вес поднимаемой мачты с оснасткой в т;
I—расстояние от опорного шарнира мачты до ее центра
тяжести в л;
а— расстояние от опорного шарнира до подъемного полис-
паста в м.
187
Усилие в рабочей ванте Sb вспомогательной мачты при близ-
ком расположении обеих мачт определяют по формуле
г,__QI cos р
*^в >
a cos сс
где р— угол наклона подъемного полиспаста к горизонту;
а — угол заложения вант вспомогательной мачты.
Сжимающее усилие во вспомогательной мачте:
Sb.m = Snsin р Sb sin сс -J- Scg ~р Р -ф То,
где Sc6 — усилие в сбегающей нитке подъемного полиспаста
в Т;
Р—вес вспомогательной мачты с оснасткой в т;
То—вертикальная проекция начального натяжения вант
в т.
Сжимающее усилие в поднимаемой мачте с учетом продоль-
ного изгиба:
S^i.m = Sb cos р.
При подъеме мачт способом «падающей стрелы» (рис. 91)
наибольшие усилия на вспомогательную мачту и подъемный по-
лиспаст будут действовать в начале подъема основной мачты
из горизонтального положения; по мере подъема эти усилия сни-
жаются.
Усилие в ванте, которой верх падающей стрелы соединен
с поднимаемой мачтой, находят из уравнения опрокидывающего
момента относительно центра опоры поднимаемой мачты по
формуле:
___ 3QI
в 2/7sina ’
где Q— вес поднимаемой мачты с оснасткой в т;
I—расстояние от опорного шарнира до центра тяжести
мачты в м;
Н— высота поднимаемой мачты в м.
188
Усилие в подъемном полиспасте составит:
sn =
h sin р
где h — высота падающей стрелы в м.
Сжимающее усилие, действующее вдоль оси падающей стре-
лы, находят по формуле:
«Sb sin Cl + Sncos |3.
Сжимающее усилие в монтажной мачте
Ум.м — COS р.
Максимальный изгибающий момент при подъеме мачты бу-
дет в пролете между опорным шарниром и точкой крепления
тяги
где Q(— вес мачты без оснастки в т;
Q„ — вес оснастки в т;
10—расстояние от точки подъема до оголовка в м.
Пример. Определить основные данные для установки мачты и найти
усилие в элементах оснастки при ее подъеме. Высота мачты 60 м, вес 10 г,
способ подъема — «падающая стрела». Мачта оснащена полиспастом грузо-
подъемностью 25 т, весом 1 т.
Расстояние от пяты поднимаемой мачты до точки строповки ванты:
2 2
/с = — И = - - 60 = 40 м.
с 3 3
Высота падающей стрелы
h — — Н = — 60 = 20 см.
3 3
Угол наклона ванты падающей стрелы
h 20
tg а - —• = — = 0,5,
К 1С 40
откуда а=26°33'.
Угол наклона полиспаста к вертикали принимаем р = 60°. Длина вант:
cos a cos 26°33'
По ГОСТ 3079—55 принимаем для вант канат диаметром 37,5 мм. Вес
t jh каната 5,06 кг, разрывное усилие 82,85 Т (при расчетном пределе проч-
ности 180 кГ/мм2).
Находим положение центра тяжести поднимаемой мачты при весе четы-
рех вант 4 • 45 • 5,06 = 910 кг:
. SQilt 10-30+ 60.1 +60-0,910 _
I =------ = ------------------------ = о4 , о М.
Q 10 + 1+0,910
где Qi — вес отдельных узлов мачты;
/г — расстояние от шарнира мачты до отдельного узла;
Q — вес поднимаемой мачты с оснасткой.
189'
Усилие в ванте:
3QI 3.11,91-34,8
<; _________________’----— _ 23 Т
"В 2// sin а 2-60-0,447
Проверяем выбранный для вант канат
23-3,5 = 80,5 < 82,85 Т.
Усилие в подъемном полиспасте:
(?/ 11,91-34,8
Sn = —-— = ----------— = 24 Т < 25 Т.
Л sin (3 20-0,866
2. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ ГРУЗОПОДЪЕМНЫХ МЕХАНИЗМОВ
Устойчивость лебедок
Для предотвращения сдвигов и опрокидывания во время
эксплуатации лебедки надежно укрепляют. Для этого в одних
случаях в грунт вертикально забивают свайные якоря и к ним
крепят лебедки путем упора их рам в сваи и установки на каж-
дой раме одного или двух противовесов (рис. 92,я и б). В дру-
гих случаях в грунт заглубляют
горизонтальные якоря (попе-
речины), к которым лебедки
крепят тросом (рис. 92, в).
Тип крепления зависит от
величины тягового усилия п
местных условий. Расчет та-
ких якорей приведен в п. 2,
гл. VI (см. рис. 69).
При креплении лебедки
к свайному якорю проверя-
ют раму лебедки на опроки-
дывание относительно точки
А (рис. 92, а) с учетом ве-
са противовеса, располо-
женного на раме сзади ле-
бедки.
При горизонтальном при-
ложении усилия S к лебедке
вес противовеса Q опреде-
ляют по формуле
_ 1,5 Sa J- Gc
V- b ’
где G — вес лебедки в кг;
а, Ь, с — параметры, приве-
денные на схеме рис. 92, а.
190
При приложении усилия S под углом к горизонту (рис. 92,6)
кроме загружения задней части лебедки может оказаться не-
обходимой загрузка и ее передней части, что определяется
расчетом на опрокидывание относительно точки В по фор-
муле
1,5516 = S2a + QiC + Gb + Qd.
Выражая Si и S2 через S, получим
_ l,5tsina— aS cos f — Gb — Qd
Qi •— .
с
Если при расчетах по этой формуле величина Q, окажется
положительной, необходима загрузка передней части ле-
бедки.
Устойчивость самоходных кранов
Для безопасной работы передвижные стреловые краны долж-
ны обладать надлежащей устойчивостью, исключающей возмож-
Рис. 93. Расчетная схема устойчивости самоходного крана
а — с грузом; б — без груза
пость их опрокидывания. Правилами устройства и безопасной
эксплуатации грузоподъемных кранов предусматривается про-
верка монтажных кранов на устойчивость.
При расчетах кранов различают устойчивость грузовую, т. е.
устойчивость крана от действия полезных нагрузок при возмож-
ном опрокидывании его вперед в сторону стрелы и груза, и соб-
ственную, т. е. устойчивость крана при отсутствии полезных
нагрузок и возможном опрокидывании его назад в сторону про-
тивовеса. Расчетная схема устойчивости самоходных кранов
приведена на рис. 93.
191
Грузовая устойчивость самоходного крана должна соответ-
ствовать условию
Л,МГ Л1П,
где Ki—коэффициент грузовой устойчивости, принимаемый для
горизонтального пути без учета дополнительных на-
грузок равным 1,4, а при наличии дополнительных на-
грузок (ветер, инерционные силы) и влияния наиболь-
шего допускаемого уклона пути— 1,15;
Мг— момент, создаваемый рабочим грузом относительно
ребра опрокидывания, в Т • м;
Мп— момент всех прочих (основных и дополнительных) на-
грузок, действующих на кран относительно того же
ребра с учетом наибольшего допускаемого уклона пу-
ти, в Т • м.
Величину грузового момента Л4Г определяют по формуле
Мг = Q(a — Ь),
где Q— вес наибольшего рабочего груза в кг;
а— расстояние от оси вращения крана до центра тяжести
наибольшего рабочего груза, подвешенного к крюку,
при установке крана на горизонтальной плоскости в л/;
Ь— расстояние от оси вращения крана до ребра опрокиды-
вания в м.
Величину удерживающего момента Л4П, возникающего в кра-
не от действия основных и дополнительных нагрузок, находят
из выражения
мп=мъ-му-мас-мп-ма,
где ЛГ —восстанавливающий момент от действия собствен-
ного веса крана: ЛГ = G(b + c)cos а;
G — вес крана в кг;
с— расстояние от осп вращения крана до его центра
тяжести в м;
а—-угол наклона пути крана в град; для передвиж-
ных стреловых кранов, а также кранов-экскава-
торов а=3° при работе без выносных опор и а—
= 1,5° при работе с выносными опорами; для ба-
шенных кранов а=2° при работе на временных
путях и а = 0° при работе на постоянных путях;
Му—момент, возникающий от действия собственного
веса крана при уклоне пути: Му = Ght sin а;
ht — расстояние от центра тяжести крана до плоскости,
проходящей через точки опорного контура, в лц
Л1ц.с—момент от действия центробежных сил:
.. Qn2 ah
Мп с = —-----,
ц 900—п2//
192
п — число оборотов крана вокруг вертикальной оси
в мин-,
h—расстояние от оголовка стрелы до плоскости, про-
ходящей через точки опорного контура, в м;
Н— расстояние от оголовка стрелы до центра тяжести
подвешенного груза (при проверке на устойчи-
вость груз приподнимают над землей на 20—
30 см)-,
ЛГН — момент от силы инерции при торможении опус-
кающегося груза:
Ми = ^-{а-Ь),
gt
v — скорость подъема груза в м/сек (при наличии сво-
бодного опускания груза расчетную величину ско-
рости принимают равной 1,5 м/сек);
g — ускорение силы тяжести, равное 9,81 м/сек2-,
t — время неустановившегося режима работы меха-
низма подъема (время торможения груза) в сек-,
Мв — ветровой момент:
Мв = Мв.к + Л1В.Г = Wp + W1Pl,
MB.K — момент от действия ветра на кран;
Л1с.г — момент от действия ветра на подвешенный груз;
W — сила давления ветра, действующего параллельно
плоскости, на которую установлен кран, на навет-
ренную площадь крана в кГ;
W± — сила давления ветра, действующего параллельно
плоскости, на которой установлен кран, на навет-
ренную площадь груза в кГ;
Р=/г, иР1=й—расстояние от плоскости, проходящей через точки
опорного контура, до центра приложения ветровой
нагрузки в м.
Величину коэффициента грузовой устойчивости крана, не
предназначенного для перемещения с грузом, определяют по
формуле
rz Мп
,-г '
Qn2 ah Qv
G[(&+c) cos а—Гц sin a]— — — — — (a—b)—Wp—Wi Pi
____________________900 — n2 H gt________________
Q(a — b)
1,15.
Если кран предназначен для перемещения с грузом, то при
проверке грузовой устойчивости должны учитываться члены
CvJii QvJi
---------- и , которые последовательно вычитаются из форму-
gt\-------gti
лы величины удерживающего момента.
13—979
193
Давление ветра на кран W определяют по формуле
W =-. kqF,
где k—коэффициент аэродинамического сопротивления; для
сплошных балок, и ферм прямоугольного сечения /г =
= 1,49, для прямоугольных кабин машинистов, проти-
вовесов, оттяжек кранов и т. п. &=1,2, для конструк-
ций из труб диаметром 170 мм /г=0,7, а из труб диа-
метром 140—170 мм /? = 0,5;
q — расчетный напор ветра в кГ1м2, определяемый по
ГОСТ 1451—65;
F— наветренная поверхность крана и груза в м2.
При расчете кранов на грузовую устойчивость давление вет-
ра для большинства районов страны принимают: для самоход-
ных стреловых кранов 25 кГ1м2, для высоких башенных мон-
тажных кранов 15 кГ1м2
При определении коэффициента собственной устойчивости,
а также при расчете противоугонных и тормозных устройств рас-
четный напор ветра q принимают по данным табл. 45.
Таблица 45
Место установки крана Расчетный напор ветра в'кГ/м2 на высоте от поверхности земли в м
ст 0 до 20 100 и более
Берег моря, район Новороссийска, Северный Казахстан, низовье большой реки . . 100 180
Все остальные районы СССР . .' 70 150
Для кранов высотой (или устанавливаемых па высоте) над
поверхностью земли от 20 до 100 м расчетный напор опреде-
ляют интерполяцией, причем общую высоту крана разбивают
на зоны по 20 м, расчетный напор в пределах каждой зоны
принимают постоянным и определяют по высоте средней точки
зоны.
Наветренная поверхность крана определяется площадью, ог-
раниченной контуром крана, и степенью заполнения этой пло-
щади элементами решетки
F = aF',
где F'— площадь, ограниченная контуром крана, в м2\
а— коэффициент заполнения; для сплошных конструкций
а = 1, для решетчатых конструкций а = 0,3-ь0,4.
Наветренную площадь груза определяют по действительной
площади наибольших грузов, поднимаемых краном.
194
Устойчивость передвижных стреловых кранов без груза оп-
ределяется уравнением собственной устойчивости
К2Л10 Л1у>
где — коэффициент собственной устойчивости;
Л40—момент, создаваемый ветровой нагрузкой, в кГ-м;
Му—момент, возникающий от действия собственного веса
крана при уклоне пути, в к! • м.
Коэффициент собственной устойчивости, т. е. коэффициент
устойчивости без рабочего груза в сторону, противоположную
стреле, определяют по формуле:
„ G [(Ь — с) cos a — hi sin а]
Л 2 = -----—*------------ 1, 10,
IF2p2
где 1^2— сила давления ветра, действующего параллельно
плоскости, на которой установлен кран, на подвет-
ренную площадь крана при его нерабочем состоя-
нии в кГ;
р2—расстояние от плоскости, проходящей через точки
опорного контура, до центра приложения ветровой
нагрузки в м.
Устойчивость башенных кранов
Устойчивость башенных кранов проверяют по вышеприведен-
ным формулам. Расчетная схема устойчивости башенных кра-
нов приведена на рис. 94.
а — с грузом; б — без груза
13:
193
Числовые значения коэффициентов грузовой и собственной
устойчивости определяют при направлении стрелы, перпендику-
лярном линии опрокидывания, без учета действия рельсовых
захватов. Коэффициент собственной устойчивости крана опре-
деляют при наименьшем вылете стрелы.
При ураганном ветре кран расчаливают или крепят грузо-
вым полиспастом к якорю (рис. 95).
При расчаливании крана уравнение устойчивости имеет
ВИД
К2М0 sC Л4у Sr,
Рис. 95. Расчетная схе-
ма усилий в растяжках
крана
где Ка— коэффициент собственной устой-
чивости, принимаемый равным
1,15;
7И0— момент, создаваемый ветровой
нагрузкой, в кГ • м;
Му — момент, создаваемый весом
всех частей крана относитель-
но ребра опрокидывания А, с
учетом уклона пути в сторону
опрокидывания в кГ • м;
S—усилие в расчалках в кГ;
г — плечо усилия в м.
Расчетное давление ветра при
урагане принимают по ГОСТ
1451—65.
По известным параметрам можно
найти усилие в расчалках по фор-
муле:
_ Kz Мц — __Кч — Л1у
г В sin а
Усилие в одной расчалке
$г =
S
2 sin fj'
Пример. Проверить грузовую устойчивость с учетом дополнительных на-
грузок и уклона пути башенного крана (см. рис. 94) при подъеме груза весом
1000 кг в соответствии с данными, приведенными в табл. 46.
Таблица 46
С, кг С. м V, м/сек сек. кГ р, м кГ п, об/мин "в’ « А7, м а, град Ь, м а, м ht, м Р1> м
20 000 0,25 0,5 5 100 10 50 0,2 20 20 2 1,75 20 10 20
196
Подставляя числовые значения в формулу устойчивости, получим:
1000-0,22-20-20
2000 1(1,75 + 0,25) cos 2° — 10 sin 2°]—-——-------—
____2 ________________ 900 — 0,22-20
/<1= 1000(20— 1,75)
100-0,5-20—1,75
— 100-10 — 50-20
981-5
1000 (20 — 1,75)
Устойчивость жестких стреловых кранов
Устойчивость жестких стреловых кранов обеспечивается пу-
тем загружении балластом рамы крана или креплением его к
фундаментам. Расчетная схема устойчивости такого крана при-
ведена на рис. 96. Устойчивость рассчи-
тывают для случая наиболее опасного
положения стрелы в плоскости одного из
подкосов.
Уравнение грузовой устойчивости кра-
на имеет вид:
G3 b=G2 а — Gx — — /ИЕ > да,
Рис. 96 Расчетная схема устойчивости
жесткого стрелового крана
где G3—вес противовеса или опорная реакция в кг;
а, b— плечи сил в м;
G2 — полный вес рамы крана в кг;
Gi—вес стрелы и стрелового полиспаста в кг;
L — наибольший вылет стрелы в м;
Л4В— момент от действия ветра на поверхность крана и
груза в кГ • м;
К— коэффициент собственной устойчивости, принимае-
мый для кранов грузоподъемностью до 30 т не ме-
нее 1,5, для кранов грузоподъемностью свыше 30 т
не менее 1,4;
Q— предельный груз, поднимаемый краном при наи-
большем вылете стрелы, с учетом веса грузового
полиспаста в кг.
Решив уравнение относительно G3, находят вес противовеса
или опорную реакцию в случае установки крана на фундаменты.
Опорная реакция воспринимается анкерными болтами. Если
крап перемещается по ранее смонтированным конструкциям,
раму крана закрепляют па них.
197
Устойчивость козловых кранов
Проверку устойчивости козловых кранов на опрокидывание
производят в нерабочем положении при действии ураганного
ветра вдоль пути. Расчетное давление ветра принимают по
ГОСТ 1451—65.
Уравнение устойчивости относительно точки опрокидывания
О (рис. 97) имеет вид
-Г \V2h2 + + W'n/in) (Gi 4~ Ga)n + 2Ge(b -Г с),
где К—коэффициент собст-
венной устойчивости,
принимаемый рав-
ным 1,15;
1Г1( Wn—сила давления ветра
на отдельные части
конструкции крана
в кГ;
G,—вес портала в кг;
G2—вес тележки и гру-
зового полиспаста
в кг;
G3 — вес противовеса на
одной тележке в кг;
a,b, c,hlt..., h„ — плечи сил относи-
тельно точки опроки-
дывания в м.
Рис. 97. Расчетная схема
устойчивости козлового
крана
Пример. Проверить устойчивость козлового крапа грузоподъемностью
20 т. Вес ригеля крана 12 т. вес машинного помещения 5 т, вес грузовой те-
лежки 2 т, вес поднимаемого груза 20 т. Расчетная схема крана приведена
на рис. 98.
Для решетчатой конструкции крана принимаем
а = 0,35, Л'= 1,5, 9 = 25лТ/лг.
Рис. 98. Расчетная схема козлового крана к примеру
198
Площадь ригеля крана:
F\ = 2 (20 + 4) = 48 м2.
Сила давления ветра на ригель крана:
1Г, = KqaF'i = 1,5-25-0,35-48 = 0,63 Т.
Площадь жесткой ноги:
, 1
F„ =4-11 — =22 ++
2
Сила давления ветра па жесткую ногу:
1Г2 = KqaF2 = 1,5-25-0,35-22 = 0,29 Т.
Усилие при торможении крана, передвигающегося с грузом:
Т = 0,1(2 = 0,1-39 = 3,9 Т,
где Q — вес крана с грузом; <2 = 2+20+12 + 5 = 39 т.
При действии ветровой нагрузки крап будет стремиться опрокинуться
вокруг колеса.
Расстояние от рельса до центра тяжести ригеля:
lh =0,5+ 11+ -у 2= 12,5 м.
Расстояние от рельса до центра тяжести жесткой ноги:
2
h2 = 0,5 + — 11=7,8 м.
О
Опрокидывающий момент от силы давления ветра на ригель:
Мх = Г1й1 = 0,63-12,5 = 7,87 Т-м.
Опрокидывающий момент от силы давления ветра на жесткую ногу:
M2 = W2h2 = 0,29-7,8 = 2,26 Т-м.
Опрокидывающий момент от инерционных сил, возникающих при тор-
можении, полагая, что силы действуют по осп ригеля:
М3 = ПХ =3,9-12,5 = 48,75 Т-м.
Суммарный опрокидывающий момент:
Л1ОПр = + М2 + М3 = 7,87 + 2,26 + 48,75 = 58,88 Т-м.
Расчетный удерживающий момент:
Л1уд = <2/13 = 39-3= 117 T'.jk,
где /г3=0,66—плечо момента, равное половине расстояния между колесами.
Коэффициент грузовой устойчивости:
Л4У„ 117 „ ,
Я1= ~ 2 > 1,4 (допускаемый).
^*опр Ьо,оо
Произведем проверку козлового крапа на собственную устойчивость
в нерабочем положении при действии ураганного ветра силой 70 кГ/м2 при
аэродинамическом коэффициенте обдувания 1,4 q= 1,4 • 70-= 100 кГ/м2.
Опрокидывающий момент от действия ветра
(Л4, + Л12) 100 7,87 + 2,26
Ма = v —------ = ——7—-— 100 = 40 Т-м.
25
25
199
Удерживающий момент при собственном весе крана Q=19 т
МуД =<?Л3 = 19-3 = 57Т.
Коэффициент собственной устойчивости
'Иуд 57
К, = =----= 1,42 > 1,15.
Мв 40
В действительности коэффициент устойчивости крана будет несколько
меньше, так как при расчете надо было учитывать давление ветра на гибкую
ногу и поднимаемый груз, а также при определении опрокидывающего мо-
мента для каждой силы брать свое плечо.
VIII. ВЫБОР РАБОЧИХ ПАРАМЕТРОВ
МОНТАЖНЫХ КРАНОВ
Для обеспечения безопасности монтажных работ большое
значение имеет правильный выбор монтажных кранов.
Под рабочими параметрами крана подразумевают длину
и вылет стрелы, грузоподъемность при необходимом вылете
стрелы и высоту подъема крюка. Величина рабочих парамет-
ров крана зависит от веса и размеров монтируемых конструк-
ций, размеров сооружения, места расположения конструкций
в сооружении. Если рабочие параметры крана не соответствуют
размерам сооружения с учетом веса и места монтируемой кон-
струкции в сооружении, то монтаж конструкций в этих условиях
может оказаться опасным и невозможным.
Так, при недостаточном вылете стрелы установка конструк-
ции на предназначенное ей место может быть осуществлена
лишь при «оттяжке» тягового каната, что запрещается правилами
безопасности. Если грузоподъемность крана не соответствует
весу поднимаемого груза, то при излишней грузоподъемности
возникают неоправданные расходы в связи с эксплуатацией
более мощного крана, а при недостаточной грузоподъемно-
сти возможны аварии механизмов крапа и его опрокидывание
вследствие недостаточной устойчивости. При недостаточной вы-
соте подъема крюка возможны удары перемещаемых деталей
о смонтированные конструкции.
При завышенных рабочих параметрах крапов, т. е. при на-
личии более мощных кранов, и при стесненных условиях па
строительной площадке также могут создаваться ситуации,
опасные с точки зрения травматизма и возможности аварий.
При определении рабочих параметров монтажных кранов
большое значение имеют не только вес и размеры монтируемых
200
конструкций, но также вес и размеры навесных монтажных
и такелажных приспособлений, размеры и вес конструкции уси-
ления. Размеры и вес этих приспособлений должны быть учтены
как при определении требуемой высоты подъема крюка, так
и при определении необходимой грузоподъемности крапа. Сле-
довательно, выбор навесных такелажных и монтажных при-
способлений и конструкций усиления (при необходимости их
использования) должен производиться до определения рабочих
параметров монтажных кранов и их выбора по этим парамет-
рам. Захватные устройства такелажных и монтажных приспо-
соблений (петли, карабины, крюки), используемые при монтаже,
должны исключать возможность самопроизвольного расцепле-
ния в процессе перемещения и монтажа конструкций. Рекомен-
дуется для этих целей использовать полуавтоматические и авто-
матические захватные устройства.
Необходимая длина стрелы крана зависит от ее формы и по-
ложения в пространстве, маневренности крана в процессе мон-
тажа, размеров сооружения и монтируемых конструкций, а так-
же от размеров применяемых такелажных приспособлений.
Для определения влияния положения стрелы крана в прост-
ранстве на се длину, обеспечивающую возможность производ-
ства монтажных работ, рассмотрим три основных возможных
случая:
1) точка закрепления наклонной стрелы на кране располо-
жена ниже уровня монтажных отметок; угол наклона стрелы
крана к горизонту а переменный;
2) точка закрепления наклонной стрелы на кране расположе-
на ниже уровня монтажных отметок; угол наклона стрелы кра-
на к горизонту а фиксированный (фиксирован и вылет стрелы);
3) точка закрепления стрелы на кране расположена выше
уровня монтажных отметок.
В первом случае длина стрелы крана зависит в большой
степени от размеров сооружения в плане и по высоте, точнее,
от месторасположения монтируемой конструкции в сооружении
в плане и превышения уровня монтажных отметок над уровнем
точки закрепления стрелы на кране, а также от расположения
места стоянки крана относительно монтируемого сооружения.
Так, в случае приближения стоянки крапа к сооружению
(рис. 99) для исключения возможности касания конструкций
стрелой крана угол наклона стрелы надо увеличивать, что
приведет к необходимости изменять длину стрелы крана. В этом
случае может измениться и угол поворота стрелы крана ср, что
также повлечет изменение длины стрелы.
Во втором случае при фиксированном угле наклона стрелы
крана а длина стрелы также зависит от превышения уровня
монтажных отметок над уровнем точки закрепления стрелы на
кране, так как в этом случае удаление места стоянки крана от
сооружения из условия возможности монтажа и исключения ка-
201
сания стрелой крана смонтированных конструкций сооружения
определяется значением угла а. Следовательно, требуемая дли-
на стрелы крана в этом случае будет также зависить от угла а
и размеров сооружения.
В третьем случае длина стрелы крана для осуществления
монтажных работ не зависит от высоты монтируемого соору-
Рпс. 99. Схема монтажа плит покрытия в ячейке цеха
а — вид сбоку; б — план
жения, а зависит только от его размеров в плане. При этом
можно применять краны как с наклонной, так и с горизон-
тальной стрелой.
С точки зрения влияния маневренности крана при монтаже
на длину наклонной стрелы, закрепленной ниже уровня монтаж-
ных отметок, могут быть рассмотрены следующие случаи:
202
кран при монтаже данного типа конструкций движется па-
раллельно фронту монтируемых конструкций (ось II—II,
рис. 99) ;
кран при монтаже данного типа конструкций движется по
оси направления монтажа (монтаж «на себя», ось I—I, рис. 99);
монтаж осуществляется с одной стоянки крана.
В первом случае кран работает при <р = 0, а угол а будет
фиксированным, будет фиксирован и вылет стрелы крана.
Во втором и третьем случаях край будет работать с пере-
менными углами а и <р при переменном вылете стрелы.
С точки зрения формы стрелы могут иметь значение разме-
ры и форма сечения стрелы в точках возможного касания стре-
лой смонтированных конструкций и поднимаемой конструкции,
а также наличие надставки (гуська) на стреле крана, позволяю-
щей уменьшить требуемую длину стрелы крана.
Таким образом, задача определения требуемой длины (и вы-
лета) стрелы крана с учетом необходимой высоты подъема крю-
ка и грузоподъемности крана зависит от целого ряда условий
монтажа. Особенно сложно решение этой задачи в случае ис-
пользования крана с наклонной стрелой, закрепленной на кране
ниже уровня монтажных отметок, и работающего с переменны-
ми углами наклона и поворота стрелы а и q>.
1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕОБХОДИМОЙ ВЫСОТЫ ПОДЪЕМА
КРЮКА КРАНА
Необходимая высота подъема крюка может быть опреде-
лена по формуле
Н« = Нм + h3 4- h3 4- /гл 4- /гт.п (см. рис. 99),
где II,.— высота подъема крюка в м\
Нм— высота от уровня основания крана до уровня мон-
тажной отметки в м;
h3— высота монтируемой конструкции в м;
/гл— высота выступающей части лесов, укрепленных на
поднимаемой конструкции, в м;
lh— запас высоты из условия безопасности монтажных
работ в м (принимается не менее 0,5 м, а при нали-
чии работающих на уровне монтажной отметки — 2 лг);
/гт.п— высота такелажного приспособления в м.
Необходимая высота подъема верхнего конца стрелы Нс
(точка А на рис. 99) больше высоты подъема крюка па высоту
полиспаста крана h„.c:
Нс = Нк 4~ Лп.с-
При выборе крапа следует учитывать, что у кранов с на-
клонной стрелой и переменным углом наклона стрелы а высота
подъема крюка зависит от вылета стрелы (угла наклона
стрелы).
203
2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТРЕБУЕМОЙ ГРУЗОПОДЪЕМНОСТИ КРАНА
Требуемая грузоподъемность крана определяется весом под-
нимаемой конструкции, весом применяемого такелажного при-
способления, а также весом конструкций усиления и навесных
монтажных приспособлений, укрепляемых на монтируемой кон-
струкции до ее подъема при их наличии.
В общем виде значение требуемой грузоподъемности крана
может быть записано следующим образом:
Qk = Qa + Qt. п + <7к + <7 и,
где QK—требуемая грузоподъемность крана в т;
Q3 — вес монтируемой конструкции в т;
<7т.п—вес такелажного приспособления в г;
<?к—вес конструкций усиления в т;
qM—вес навесных монтажных приспособлений в т.
3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕОБХОДИМОЙ ДЛИНЫ СТРЕЛЫ
КРАНА, ЗАКРЕПЛЕННОЙ НИЖЕ УРОВНЯ МОНТАЖНЫХ ОТМЕТОК,
ПРИ ДВИЖЕНИИ крана параллельно фронту
МОНТИРУЕМЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Часто возможность использования данного крана для мон-
тажа конструкций производственных зданий определяется до-
статочностью длины стрелы крана, величиной ее вылета при не-
обходимой грузоподъемности в случае монтажа тяжелых,
наиболее удаленных от крана плит покрытия.
Рассмотрим случай монтажа плит покрытия цеха (см.
рис. 99). Если кран движется по оси II—II, то при монтаже
данного ряда конструкций (на чертеже тит покрытия в ячейке)
угол поворота стрелы крана (<р) от оси I—I равен 0°.
Для исключения возможности касания стрелой крана смон-
тированных конструкций ось стрелы не должна приближаться
к ним ближе точки е, удаленной от конструкций по горизон-
тали и вертикали на 1 м (по диагонали на V 2 м).
Угол наклона стрелы к горизонту будет завиепть от положе-
ния точки е и удаления оси движения крана от сооружения, а
также от уровня точки закрепления стрелы на кране с, опреде-
ляемого размером йс.
Рассмотрим из чертежа (см. рис. 99) интересующие нас за-
висимости
hi — Ны — hc -|- 1л,
h2—L2sin а,
где 1^-— превышение точки е над точкой с;
й2— превышение верхнего конца стрелы над точкой е;
Ь2— размер верхней части стрелы от точки е до точки А.
204
где b— расстояние по горизонтали от вертикальной оси, про-
ходящей через крюк крана при установке конструкции
в проектное положение, до точки е;
В—размер монтируемого элемента конструкции по гори-
зонтали в направлении положения стрелы при мон-
таже;
f— расстояние по горизонтали от монтируемой конструк-
ции после ее установки в проектное положение до
края сооружения со стороны стоянки крана по на-
правлению положения стрелы при монтаже;
L — 111
•'--1 — . >
sin а
b
cos а ’
L—L1-]-L2
/ц I ь
sin a cos а ’
где — размер части стрелы от точки е до точки с;
L— длина стрелы от точки А до точки с.
I = L cos а;
li = Li cos а,
где I— горизонтальная проекция всей стрелы;
Ц— горизонтальная проекция стрелы от точки с до точки е.
Требуемый вылет стрелы /в будет больше горизонтальной
проекции стрелы / на расстояние от точки с до вертикальной
оси вращения крана при поворотах (горизонтальный размер d).
При применении стреловых кранов на гусеничном и пневмо-
колесном ходу, а также автомобильных кранов превышение точ-
ки е над точкой с можно считать известной величиной, так
как монтажную отметку можно определить ио проекту, а вели-
чину hc приближенно принимают равной 1,5 м. Для кранов
других типов величина /гс не является «постоянной» и ее следует
определять из технических характеристик кранов. Величину b
также определяют из проекта.
Определять другие параметры по приведенным зависимо
стям без фиксации стоянки крана невозможно, а при прибли-
жении оси движения крана к монтируемому сооружению соот-
ветственно меняются угол наклона стрелы к горизонту, а следо-
вательно, и остальные величины. Так как при этом изменяется
и длина стрелы крана, то целесообразно отыскать такое опти-
мальное решение, при котором длина стрелы оказалась бы ми-
нимальной, обеспечивая в то же время безопасный монтаж
сооружения.
Если поворачивать ось стрелы крана вокруг точки е (см.
рис. 99), то вертикальная прямая, проходящая через ось крюка
крана, и горизонтальная прямая, проходящая через точку с, бу-
205
дут отсекать на оси стрелы отрезок Л с. Величина этого отрезка
будет меняться в зависимости от угла наклона стрелы а. Сле-
довательно, при фиксированном положении точки е существует
определенный угол наклона стрелы к горизонту, соответствую-
щий минимальному значению длины этого отрезка. При изме-
нении положения точки е на плоскости и неизменном положении
па плоскости проведенных горизонтальной и вертикальной ли-
ний, минимальное значение отсекаемого ими отрезка по оси
стрелы будет при другом определенном значении угла а. Но
положение точки е на плоскости определяется координатами
hi и Ь, отложенными от проведенных линий. Следовательно,
оптимальный угол наклона стрелы крана к горизонту и соответ-
ствующий ему минимальный размер длины стрелы крана зави-
сят от этих координат
Значение оптимального угла а, соответствующего минималь-
ному значению длины стрелы, в зависимости от координат h,
и b можно определить по известной формуле, полученной в ре-
зультате решения задачи на минимум:
В Московском инженерно-строительном институте им.
В. В. Куйбышева на электронно-вычислительной машине
НАПРИ были вычислены оптимальные значения угла наклона
стрелы крана к горизонту, соответствующие минимальному зиа-
Рнс. 100 График для определения оп-
тимального угла наклона стрелы к го-
ризонту
чению длины стрелы при
различных значениях b и h\.
Графическая зависимость
этих величин приведена па
рис. 100.
Используя полученную
зависимость, можно быстро
определить значение опти-
мального угла наклона стре-
лы к горизонту, а затем по
приведенным формулам вы-
числить интересующие пара-
метры. Проверку правиль-
ности решения следует осу-
ществлять путем графиче-
ского построения ситуации монтажа в вертикальной плоскости,
проходящей через ось стрелы крана.
Рассмотрим на примере методику определения оптимальной
длины стрелы крана, закрепленной ниже уровня монтажных
отметок, при движении крана вдоль фронта монтируемых кон-
струкций.
Пример 1. Определить оптимальную длину стрелы крана при монтаже
плит покрытия цеха. Размер плит покрытия 3X12 м. //ы = 14 м. Примем
206
Лс = 1,5 м. Монтаж цеха осуществляется стреловым краном, двигающимся
вдоль фронта монтируемых конструкций по осн II—II (см. рис. 99). В этом
случае угол поворота стрелы крана от осн //—// (<Pi) составит 90°, а угол
<р=0.
Определяем величину Ль
Л1 = ЯМ —Лс+ bt= 14 —1,5+1 = 13,5 л.
Определяем величину Ь. Принимаем ширину балки, на которую опира-
ются плиты покрытия, равной 20 см, следовательно, f=0,1 м.
Тогда
В 12
fi =-- + /+1л=— + 0,1+1=7,1 ж.
Отношение величины Ь к величине ht составит: 6 = Л|=7,1 - 13,5=0,52.
По графику (рис. 100) для соотношения 6:ftj=0,52 находим u=51°sin а=
= 0,777; cos « = 0,629.
Определяем значение L:
L — Т-1 + L-t
sin а
b
cos а
13,5
0,777
7,1
4-—-— = 17,3 + 11,3 = 28,6 ж
0,629
Определяем горизонтальную проекцию стрелы (вылет до точки крепле-
ния с):
Z = Leos а = 28,4-0,629 = 17,86 м.
Определяем Л2:
Л2 = L2 sin а = 11,3-0,777 = 8,78 м.
Так как превышение точки е над монтажной отметкой составляет 1 м,
то превышение верха стрелы (точка Л) над монтажной отметкой составит:
Лп.с.м = 8.78+1 л=9,78 м.
Правильность решения проверим графически.
Определим горизонтальную проекцию нижней части стрелы /ь
/, = Lt cos а — 17,3-0,629 — 10,85 м.
Следовательно, расстояние от сооружения до точки с по горизонтали со-
ставит: 10,85+1,0=11,85 м, а до точки 0—будет больше на величину d (см.
рис. 99).
Построим в масштабе контур сооружения и проведем горизонталь, со-
ответствующую уровню расположения точки с (Лс). Отложив по горизонтали
от сооружения размер 11,85 м, получим точку с.
Проведем через центр плиты в проектном положении вертикальную ось,
соответствующую осп грузового каната в момент монтажа. Отложив по этой
вертикали от уровня монтажных отметок превышение стрелы Лп.с.м=9,78 ж,
получим положение точки А — верхнего конца стрелы в пространстве.
Отложив по 1 м над уровнем монтажных отметок и за габарит соору-
жения в --торону стоянки крана и проведя через эти точки горизонталь и вер-
тикаль (соответственно), в месте их пересечения получим точку с.
Соединив точки с и А прямой, получим положение осп стрелы крана
в пространстве. Ось крана не должна приближаться к сооружению ближе
точки с. Сняв с чертежа по масштабу размер стрелы, можно сравнить его
с длиной стрелы, полученной по расчету.
Подбор крана с учетом оптимальной длины стрелы
Определив требуемую высоту подъема крюка, требуемую
грузоподъемность крана и оптимальную длину стрелы, вылет
стрелы (l+d) и угол наклона стрелы к горизонту а, можно при-
ступить к подбору крана.
207
Подбор крана заключается в проверке соответствия рабо-
чих параметров кранов (имеющих длину стрелы, равную или
несколько большую оптимального размера, определенного по
указанной методике) требуемым параметрам. Если требуемая
высота подъема крюка крана и его грузоподъемность при опре-
деленном угле наклона стрелы к горизонту и ее вылете достаточ-
ны, то подбор крана по рабочим параметрам па этом заканчи-
вается. (Если по рабочим параметрам можно применить несколь-
ко кранов, то следует выбрать кран исходя из местных условий
площадки и экономических соображений.)
Если грузоподъемность крана при длине стрелы, ближайшей
к оптимальному размеру при найденном се вылете, недостаточ-
на или мала высота подъема крюка, то в этом случае подбор
крана по рабочим параметрам несколько усложняется, так как
приходится применять кран большей мощности со стрелой боль-
шей длины, чем это требуется по условиям оптимальной вели-
чины стрелы. При этом нарушаются и геометрические соотно-
шения, соответствующие оптимальному варианту. При длине
стрелы крана, превышающей оптимальный размер, кран может
быть подвинут ближе к монтируемому сооружению, что влечет
изменение угла наклона стрелы к горизонту, вылета стрелы
и грузоподъемности крана при этом вылете, а следовательно,
и увеличение количества вычислительных операций при провер-
ке рабочих параметров крана.
Пример 2. Требуется подобрать кран для монтажа плиты перекрытия
(см. рис. 99), используя данные, полученные в предыдущем примере.
Определяем вылет стрелы lB=l+d. Величина d у кранов малой грузо-
подъемности обычно не превышает 1 л, а у кранов значительной грузоподъ-
емности— 1,5 м. Так как нам требуется кран значительной грузоподъемно-
сти (вес плиты 8,5 т), принимаем tl~l,5, тогда вылет, соответствующий оп-
тимальному размеру стрелы, составит:
/Е= 17,86+ 1,50 = 19,36 м.
Определяем требуемую грузоподъемность крана, приняв вес конструкции
8,5, вес траверсы —0,37 г:
QK = 8,5+ 0,37 = 8,87 Т.
Длиной стрелы, близкой к оптимальному размеру, обладают пневмоко-
лесные краны МКП-20 (32,6) и МКП-50-6 (31 ж), гусеничные краны ЭКГ-4
(30 м), МКГ-25 (32,5 ж), Э-2006 (30 ж), МГС-20 (32,5 ж), СКГ-75 (30 ж),
СКГ-50 (30 ж). Но требуемой грузоподъемностью при вылете 19,36 ж обла-
дают лишь краны ЭКГ-4, СКГ-75 и СКГ-50 со стрелой длиной 30 ж. Из них
может быть выбран более легкий кран СКГ-50.
Зная, что при увеличении длины стрелы кран может быть подвинут
к сооружению, что приведет к уменьшению вылета стрелы и увеличению гру-
зоподъемности при меньшем вылете, проверим возможность использования
менее мощного крапа Э-2006 для монтажа плиты покрытия. Кран имеет
длину стрелы L=30 ж, размер Л1=2,2 ж и <4=1,8 ж. Требуемая грузоподъем-
ность крана 8,87 т обеспечивается при вылете стрелы 14,5 ж (по графику гру-
зоподъемности крана). Высота подъема крюка при этом вылете больше тре-
буемой.
208
Горизонтальная проекция стрелы составит: /=14,5—1,8=12,7 м. Угол на-
клона стрелы к горизонту может быть определен из выражения
I 12,7
— = — - = 0,42 и a = 65° 10'.
£ 30
I — L cos a, откуда cos a =
Определяем /ц:
= 14 — 2,2 + 1 = 12,8 м.
12,8
Aj — Ны — hc + 1
Определяем Ар
1 sin a 0,9075
Определяем /р
/j = Aj cos а = 14,15-0,42 = 5,95 м.
Условие достаточности вылета стрелы может быть записано следующим об-
разом: /—/]>Ь. Тогда /—/1 = 12,7—5,95 = 6,75 л<7,1 м (6 = 7,1 м — из преды-
дущего примера). Следовательно, неравенство не выдержано, а это означает,
что верхний конец стрелы (точка Л) не доходит до центра плиты (такелаж-
ного приспособления) в момент монтажа, т. е. вылет стрелы недостаточен
и монтаж невозможен. Аналогичная проверка может быть проведена и гра-
фическим способом.
Последовательность графической проверки рабочих параметров крана:
определяем по техническим данным крана и таблице грузоподъемности
величины: L, I, hc, d (аналогичным образом с учетом требуемой грузоподъем-
ности крана);
через произвольную точку с проводим горизонтальную прямую и откла-
дываем по ней от точки с размер I в сторону монтируемой конструкции;
из противоположного к точке с конца отрезка восстанавливаем перпен-
дикуляр к горизонтали — вертикальную ось, проходящую через центр таке-
лажного приспособления в момент монтажа;
из точки с радиусом, равным £, проводим дугу до пересечения с верти-
калью, получаем точку А — верхний конец стрелы;
соединив точки с и А, получаем положение оси стрелы в пространстве;
отложив от горизонтали превышение /г,, проводим вторую горизонталь,
пересечение которой с осью стрелы определяет положение точки е;
по второй горизонтали от точки е откладываем отрезок, равный 6, в сто-
рону вертикальной осп. Если он пересечет вертикальную ось, это означает,
что верхний конец стрелы не доходит до центра монтируемой конструкции,
вылет стрелы недостаточен и монтаж невозможен.
Если проверочное построение подтверждает возможность монтажа, на
полученной схеме следует показать контуры сооружения и монтируемого
элемента.
4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕОБХОДИМОЙ ДЛИНЫ СТРЕЛЫ КРАНА,
ЗАКРЕПЛЕННОЙ НИЖЕ УРОВНЯ МОНТАЖНЫХ ОТМЕТОК,
ПРИ ДВИЖЕНИИ КРАНА ПО ОСИ ВДОЛЬ НАПРАВЛЕНИЯ МОНТАЖА
Если кран производит монтаж конструкций «на себя», дви-
гаясь по оси /—I (см. рис. 99), то ему систематически приходит-
ся поворачивать стрелу вокруг вертикальной оси 0—0, т. е. из-
менять угол поворота стрелы <р. При этом меняются вылет и
угол наклона стрелы крана, высота подъема крюка и грузо-
подъемность при данном вылете. Если длина стрелы и место
стоянки крана выбраны неправильно, монтаж конструкций мо-
жет оказаться невозможным или опасным (касание стрелой кон-
14—979
209
струкций или груза). Особенно тщательную проверку возмож-
ности п безопасности монтажа следует проводить в отношении
конструкций, наиболее удаленных от оси движения крана, т. е.
расположенных при наибольших значениях угла <р.
Воспользоваться изложенной методикой определения мини-
мального размера стрелы при изменяющихся значениях угла <р
не представляется возможным, так как при этом изменяются ве-
личина Ьгф и отношение bt;: /гь а следовательно, и значение оп-
тимального угла а. Тем не менее, используя изложенную мето-
дику определения оптимальной длины стрелы крана в случае
<р = 0 (что аналогично случаю ди =90° при движении крана по
осн //-//), можно определить требуемую длину стрелы в слу-
чае монтажа конструкций при условии ср=/=О.
Рассмотрим место стоянки крана при монтаже плит покры-
тия цеха и движение крана вдоль пролета по оси /—I (см.
рис. 99).
Предположим, что это место стоянки крана (точка 0) соот-
ветствует оптимальному значению длины стрелы в случае мон-
тажа плит покрытия при угле <р = 0
Если точку 0 относить от монтируемого сооружения по оси
/—/, то длина стрелы будет увеличиваться как для случая
<р=0 (уже не оптимальный вариант), так и для случая <р=/=0.
Приближать точку 0 к сооружению также нецелесообразно,
так как при 6:/zj<1 и величине угла а>45° (hi>h2) при уве-
личении угла а приращение, увеличивающее длину отрезка Ь2,
будет увеличиваться быстрее, чем отрицательное приращение,
уменьшающее длину отрезка Е (что мы и будем иметь в на-
шем случае). Следовательно, длина стрелы L=Lt + L2 будет
также увеличиваться.
Таким образом, длина стрелы, соответствующая месту стоян-
ки крана в точке 0, близка оптимальному варианту.
При значении правомерны рассуждения в обратном
порядке.
Приближение стоянки крана к монтируемому сооружению
ведет также к увеличению значений угла <р, что увеличивает
опасность касания стрелой крана смонтированных конструкций
и ухудшает обзор машинисту. Следовательно, при монтаже кон-
струкций, расположенных сбоку от оси движения крапа I—/,
вполне целесообразно использовать место той же стоянки крана
в точке 0 (в том числе и из-за производственных условий).
Предположим, что кран ведет из места стоянки в точке О
монтаж крайней плиты под углом поворота стрелы <р. Для ис-
ключения возможности касания стрелы и смонтированных кон-
струкций необходимо, чтобы ось стрелы крапа не приближалась
к конструкциям ближе оси Е—Е и точки е (см. рис. 99,а и б).
Обозначим все интересующие нас параметры и размеры при
работе крана с поворотом стрелы на угол <р аналогичным знач-
ком (L<p, cos аФ 11 т- Д-)-
210
Предположим, что на чертеже (см. рис. 99) изображена про-
екция стрелы грана на вертикальную плоскость, проходящую
через ось /—I, при монтаже краном крайней плиты покрытия
под углом поворота стрелы ср. Из чертежа видно, что проекция
оси стрелы, а следовательно, и сама ось расположены по отно-
шению к монтируемым конструкциям не ближе точки с. Смеще-
нием точки с в сторону оси О—О при повороте стрелы крана на
угол ф пренебрегаем, что допустимо ввиду незначительности
величины смещения d—d , где dv=dcos<f. Даже при ф=45°
смещение составляет: d—г/созф=<7(1—0,71) =0,29, т. е. менее
30% величины d.
В случае необходимости эту поправку к требуемой длине
стрелы крана можно учесть при окончательном выборе.
Полагаем, что все интересующие нас зависимости при рабо-
те крана без поворота стрелы от оси /—I, т. е. при ф=0, извест-
ны и, воспользовавшись ими, мы определили значения величин:
Л,, Лг, Лис, С2. Б, /ь I. Полагаем, что расстояние D от оси
I—I до центра плиты известно. Определим интересующие нас
зависимости при фА 0 (при угле ф, соответствующем повороту
стрелы крана при монтаже крайней плиты покрытия).
. D
По tg ф определяем угол ф
I =
V cos <р
Так как hi и h2 остаются неизменными, то можем определить
Зная тангенс, можем определить и угол аф, а затем и длину
стрелы при монтаже крайней плиты по формуле
L =
41 со8аф
Безусловно, что / >/, а £ф>Б.
Аналогичное соотношение этих величин сохранится и при
любых других промежуточных значениях угла ф при повороте
стрелы от положения ф = 0 до положения при монтаже крайней
плиты покрытия. Следовательно, длина стрелы обеспечивает
безопасность монтажа всех плит покрытия без касания смонти-
рованных конструкций.
Данные аналитического решения, как и в предыдущем слу-
чае, могут быть проверены путем графического построения.
Пример 3. Определить требуемую длину стрелы для монтажа плит
покрытия в ячейке цеха (см. рис. 99). Пролет цеха 36 м. Уровень монтажных
отметок 14 м. Размер плиты 3X12 м, вес с учетом веса траверсы 8,87 т. Кран
при монтаже движется по осп I—I.
14*
21.1
В решении этого примера воспользуемся данными, полученными в пер-
вом примере, полагая, что все необходимые параметры в случае работы
крана при <р = 0 определены из условия оптимальной длины стрелы крана.
Следовательно, имеем; /=17,86 м, /г, = 13,5 м, + = 8,78 м. hB.c.M=9,78 м.
Величину D определяем из чертежа:
36 3
D = — — — = 16,5 м.
2 2
Определяем угол ср:
D 16,5
tg <Р = “ = — — = 0,923; <р = 42е 42'; cos 42° 42' = 0,735.
I 17,оО
Рис. 101. Схема графической про-
верки параметров крана, опреде-
ленных расчетом
Определяем требуемый вылет
(точнее, горизонтальную проекцию)
стрелы:
Определяем угол наклона стрелы
к горизонту при монтаже крайней
плиты покрытия:
Л1 + Л2 13,5 4-8,78
tg0C<₽“ " 24,3 =
= 0,916аф = 42° 30', cos 42° 30'=
= 0,737.
Требуемую длину стрелы опре-
деляем по формуле:
L.
Как
cos а9
и следовало ожидать:
%<а;
24,1
0,737
/;
= 32,7 At.
4>L-
Для графической проверки решения по определению требуемой длины
стрелы построим вертикальный разрез (рис. 101) по оси стрелы крана при
монтаже крайней плиты покрытия цеха (под углом <р = 42°42') в такой после-
довательности.
Определяем ширину монтируемых конструкций (плит покрытия) в на-
правлении оси стрелы крапа при ее повороте от осп 1—I на угол
В 12 / 0,1
В=---------=-------=16,3 м; 1 =----------= —-— = 0,135.
ф cos <р 0,735 ‘ cos <р 0,735
Зная размеры Б„ и строим контур монтируемого сооружения и,
проведя вертикальную ось через середину ширины монтируемых конструк-
ций (В^). находим положение оси IV—IV, проходящей через центр крайней
плиты покрытия в проектном положении (см. рис. 101).
Определяем положение точки et в вертикальном разрезе по направлению
осп стрелы крапа при ее повороте от оси /—I на угол <р. Для этого откла-
дываем вверх от уровня Ям 1 м в принятом масштабе, а в сторону стоянки
крапа от оси IV—IV размер:
. । 1 16,3 „ 1
2 9 costp ~ 2 +0,135+ 0,74 = 9,635 м.
212
1
(или от края сооружения размер ~--------
cos <р
I
=1,35 м). Затем проводим
через полученные точки соответственно горизонтальную и вертикальную
прямые, пересечение которых и определяет положение точки е\.
От уровня земли откладываем вверх размер /д и через полученную точ-
ку проводим горизонтальную прямую. Отложив по этой прямой от оси IV—IV
отрезок, равный /ф, получаем положение точки с. Из точки с радиусом де-
лаем засечку на оси IV—IV и получим точку А.
Соединив точки A и с прямой линией, получаем положение осп стрелы
крана в пространстве при монтаже крайней плиты покрытия. Ось стрелы
крапа не должна приближаться к смонтированным конструкциям ближе точ-
ки е, так как в противном случае возникает опасность касания стрелы кон-
струкций. Можно также измерить по чертежу в принятом масштабе длину
стрелы и сравнить ее с длиной, полученной путем вычисления. При этом
сравнении длина стрелы, полученная графически и аналитически, может от-
личаться на некоторую небольшую величину, так как, округлив значения угла
а (см. рис. 100), мы заведомо приняли несколько большую длину, а также
в расчете по определению требуемой длины стрелы не учитывали поправку
па смещение точки закрепления стрелы на крапе с при его повороте от оси
I—I на угол <p(d—).
При выборе крана при необходимости в требуемую длину стрелы может
быть внесена поправка (принят размер стрелы при прохождении ее оси че-
рез точки с и е до оси IV—IV).
Подбор крана при его движении по оси вдоль направления
монтажа (угол <р=£=0)
Как и в предыдущем случае, при подборе крана первона-
чально определяют требуемые высоту подъема крюка, грузо-
подъемность крана, длину п вылет стрелы, обеспечивающие
монтаж по условиям геометрических соотношений.
Если при проверке рабочих параметров крана оказывается,
что при вылете стрелы, соответствующем требуемому, и при
длине стрелы, равной или близкой (в большую сторону) тре-
буемой, грузоподъемность и высота подъема крюка достаточны,
то выбор крана по рабочим параметрам можно считать закон-
ченным.
Если грузоподъемность крапа при требуемом вылете или
высоте подъема крюка недостаточны, то приходится подбирать
более мощный кран с большей длиной стрелы, чем это требует-
ся, исходя из геометрических соотношений.
При подборе крана в последнем случае следует учесть воз-
можность приближения стоянки крана к монтируемому соору-
жению, так как в противном случае может быть выбран кран
большей мощности, чем это необходимо, без учета вероятности
использования менее мощных крапов с промежуточными значе-
ниями длины стрелы в случае приближения места стоянки крана
к монтируемому сооружению.
Проверка возможности использования крана для монтажа
конструкций при его подборе по рабочим параметрам может
быть выполнена как аналитически, так и графически.
213
Первоначально следует выбрать кран, обеспечивающий мон-
таж конструкций при требуемом вылете стрелы (определенном
по методике, изложенной в примере 3). Далее следует прове-
рить возможность использования ближайшего менее мощного
крана, грузоподъемность которого при требуемом вылете стре-
лы недостаточна (длина стрелы по условиям задачи превышает
требуемую). Если проверка дала положительный результат, сле-
дует проверить возможность использования еще менее мощного
крана.
Если первоначальная проверка показала невозможность ис-
пользования менее мощного крана, можно использовать лишь
кран, обеспечивающий монтаж при требуемом вылете стрелы
с места стоянки, определенного по методике, изложенной в при-
мере 3.
Аналитическая проверка рабочих параметров выбранного
крана и возможности монтажа может быть осуществлена сле-
дующим образом.
Сначала определяют вылет стрелы, соответствующий требуе-
мой грузоподъемности (по графику грузоподъемности крана
в зависимости от вылета стрелы). При этом высота подъема
крюка крана на этом вылете должна быть не менее требуемой
величины. Следовательно, величины /<₽ и известны (длина
стрелы определяется по техническому описанию крана).
Зная эти параметры, можно определить угол наклона стрелы
к горизонту при максимальном значении угла поворота стрелы
ср (монтаж крайней конструкции) по формуле
cos% = т-
ьч>
Расстояние от центра монтируемой конструкции в проект-
ном положении до точки е (ось Е—Е на рис. 99) определяют
из чертежей сооружения и по формуле:
Ь = м.
Превышение hi определяют по формуле
hl=HM — йс4-1 м
(he принимают по технической характеристике проверяемого
крана).
Размер нижней части стрелы от точки с до точки е опреде-
ляют по формуле
Ф 8шаф
Проекция этого отрезка на горизонтальную плоскость может
быть определена из выражения
214
Расстояние b от центра монтируемой конструкции в проект-
ном положении до оси Е—Е при угле поворота крана ср опреде-
ляется, как разность:
Ь=1 — I,
ч> ч> ‘<р
Тогда
ь
cos ср = —.
Угол поворота стрелы крана от осп движения крана /—I, оп-
ределенный по этим условиям, соответствует граничному зпа
чению ср, при котором ось стрелы крана еще не приближается
к сооружению ближе оси Е—Е, и, следовательно, обеспечивает
возможность монтажа. Если угол <р будет больше его значения,
определенного по приведенным зависимостям, возникает опас-
ность касания стрелы конструкции сооружения.
Тогда условие, обеспечивающее возможность монтажа, мо-
жет быть записано следующим образом:
D=/q)Sincp>DTp,
где Dip—расстояние от осн движения крана I—/ до центра
крайней монтируемой конструкции, определенное ио
чертежам сооружения.
Если это условие не выполнено, точка с при положении верх-
него конца стрелы над монтируемой крайней конструкцией при
данном вылете стрелы не доходит до оси движения крана, т. е.
длина стрелы и ее вылет недостаточны (при данном весе конст-
рукции и без приближения к сооружению ближе точки е).
Если это условие выполнено, монтаж данным краном возмо-
жен. В этом случае место стоянки крана на оси I—I по отно-
шению к оси, проведенной через центры монтируемых конст-
рукций, должно быть не менее величины
C0S<P-
Пример. В примере 2 было установлено, чго для монтажа плит покры-
тия цеха (при угле поворота крана от осп его движения I—I ср = О) возмож-
но использовать краны СКГ-50, СКГ-75, ЭКГ-4. Использовать крап СКГ-50
для монтажа крайней плиты покрытия цеха по условиям примеров 1 и 3
нельзя, так как его грузоподъемность при требуемом вылета стрелы недо-
статочна. Проверим возможность использования крана ЭКГ-4. Тогда имеем:
/7М = 14 м. Отр = 16,5 м, Ь = 7,1 м.
По техническим данным крана ЭКГ-4 определяем: /гс=2,5 м, d = 2,3 м,
£„ =40 м.
Необходимой для подъема плиты покрытия грузоподъемностью кран об-
ладает при вылете стрелы 25 м и. следовательно, горизонтальная проекция
стрелы составит: =25—d=25—2,3 = 22,7 м, т. е. менее требуемой величины
проекции стрелы, соответствующей оптимальному варианту (24,1 м). Высота
подъема крюка крапа при этом вылете составляет 33 ж, т. е. больше величи-
ны при оптимальном варианте.
215
Так как длина стрелы крана (40 м) больше требуемой оптимальной, то
вероятна возможность использования крапа для монтажа крайних плит по-
крытия цеха, в чем и следует убедиться путем проверки параметров крана.
Определим фактическую величину hf.
/лх = /7М — /гс + 1 = 14 — 2,5 |- 1 = 12,5 м.
По приведенной методике производим дальнейший расчет?
Z 22 7
c°s % = — = = 0,567; = 55° 24';
sin 55е 24' =0,823,
tg 55° 24' = 1,449;
//, 12,5
г, =---------- —-------~ 14 м-
1ф sin 55° 24' 0,823
, 12,5
Zi„ =------1--------— =8,62 м;
ф tg55°24' 1,449
й!р = /ф —Z = 22,7 — 8,62 = 14,08 ж
b 7,1
cos<p = -r— = - =0,503; <р = 59°48', sin <р = 0,864;
14,08
D = 1 sin <р = 22,7-0,864= 19,6 >D = 16,5 м.
Следовательно, монтаж плит покрытия краном ЭКГ-4 возможен.
Минимально допустимое расстояние от точки с до осп, проходящей через
центры плит покрытия данного ряда (ячейки), составит
Z = Zq, cos <р = 22,7-0,503 = 11,4 м.
Аналогичная проверка может быть выполнена и графическим способом.
По приведенным формулам определяем оф п Zi,.
Отложив в принятом масштабе (рис. 102, а) от уровня поверхности зем-
ли величину /гс=2,5 м, проводим через полученную точку горизонтальную
прямую и наносим на нее точку Сц
От точки Ci по нанесенной горизонтали откладываем размер горизонталь-
ной проекции стрелы =22,7 м и через полученную точку проводим верти-
кальную прямую.
Из точки fi радиусом, равным Еф =40 Л, проводим дугу до пересечения
с вертикалью и получаем положение верхнего конца стрелы — точку
Отложив от точки С] превышение йь проводим вторую горизонтальную
прямую и при пересечении ее с осью стрелы (А ,6]) получаем точку е(. Рас-
стояние от точки 6] до вертикали соответствует размеру Ьд. Полученный
вид соответствует положению стрелы крана при монтаже крайней плиты.
Определим положение стрелы в плайе (рис. 102,6). Проведем ниже по-
лученного разреза горизонтальную прямую и спроектируем на псе точки
Ai, ei и Сь Точки At и fi в плане отсекают горизонтальную проекцию
стрелы /ф .
Из точки А, радиусом, равным £> — 7,1 м, проведем окружность и из точ-
ки ei — касательную к этой окружности eet.
Из точек Ai и Ci восстановим два перпендикуляра к проведенной каса-
тельной и через точки /1, проведем прямую Ai—Z, паралелльную касатель-
ной линии 661 (на рисунке пунктирная).
На плане место стоянки крана (точка Cj) соответствует максимально
возможному приближению оси стрелы крана и точки с к сооружению (осп
Е—Е, проходящей через точки е и ei), при котором монтаж возможен без
216
касания стрелой монтируемого сооружения. Но точка ct в данном случае ле-
жит не на оси движения крана 1—1. Для отыскания положения точки с па
осп 1—1 отложим от точки А величину £тр = 16,5. Из чертежа видно, что
Отр<£>, следовательно, монтаж данным краном возможен. Проведем через
второй конец отрезка Огр прямую, перпендикулярную касательной (ее,),
п получим положение оси движения крана 1—1 на плане. Проведя из точки
/11 дугу радиусом, равным /ф, до пересечения с осью 1—1, получаем точку с
При необходимости можно построить вертикальный разрез по оси кра-
на при угле поворота стрелы <р=0 и положении точки с на оси 1—1 в этом
разрезе. Для этого проведем ли-
нию, соответствующую уровню
поверхности грунта, и отложим от
нее превышения Лс, а затем h\ и
через полученные точки проведем
горизонтальные прямые (рис.
102,0). Нанесем на нижнюю го-
ризонталь точку с и отложим
расстояния от нее до точек су, е,
п А], снятые с плана по направ-
лению оси 1—1. Проведем через
полученные точки вертикальные
прямые и получим положение
этих точек в разрезе. Проведем из
точки С[ дугу радиусом £ = 40 м
до пересечения с крайней верти-
калью и получим точку А', со-
ответствующую верхнему концу
стрелы в случае монтажа плиты
покрытия из точки Ci при <р = 0.
Монтаж этой плиты возможен и
при удалении крапа от сооруже-
ния при его движении по осн
/—1, соответствующем положе-
нию точки с. Таким образом, точ-
ки с и Ci характеризуют крайние
положения точки с по осп 1—1,
при которых возможен монтаж
Рис. 102. Графическая проверка вы-
бранного крана в случае ср 0
плит покрытия данного ряда.
Чтобы убедиться в этом, отложим
по крайней вертикали уровень
точки Ai, взятый из разреза (рис. 102, п) и соединим полученную точку с точ-
кой С|. Как видим, ось стрелы при ее положении, соответствующем случаю
установки крайней плиты, прошла через точку С], т. е. касание стрелой кон-
струкций при монтаже исключено, монтаж крайней плиты возможен (при по-
ложении стрелы, соответствующем углу поворота стрелы ср).
5. ВЫБОР КРАНА С ФИКСИРОВАННЫМ УГЛОМ НАКЛОНА СТРЕЛЫ,
ЗАКРЕПЛЕННОЙ НИЖЕ УРОВНЯ МОНТАЖНЫХ ОТМЕТОК
При выборе крапа со стрелой, закрепленной ниже уровня
монтажных отметок, и фиксированным углом наклона стрелы
к горизонту первоначально аналогичным образом определяют
требуемые грузоподъемность и высоту подъема крюка крана.
После определения этих параметров подбор крана может быть
осуществлен в такой последовательности.
Если краном с фиксированным углом наклона стрелы монти-
руют конструкции, расположенные выше точки закрепления
217
стрелы на кране, наиболее вероятная возможность касания стре-
лой крана монтируемых конструкций возникает при расположе-
нии стрелы от оси 1—1 под углом <р = 0. Для определения воз-
можного приближения стоянки крапа (точка с) к монтируемым
конструкциям сначала необходимо определить наклон стрелы
к горизонту (а) с учетом
требуемой грузоподъемно-
сти и высоты подъема крю-
ка. Горизонтальная проек-
ция нижней части стрелы
может быть найдена из вы-
ражения (рис. 103, а)
Рис. 103. Схема проверки рабочих па-
раметров крана с фиксированным углом
наклона стрелы к горизонту
Возможное приближение
стоянки крана к монтируе-
мому сооружению составит
х cl Д- li —I м.
При любых других зна-
чениях угла q> ось стрелы
крана будет удаляться от
края сооружения и касание
стрелой крана конструкций
исключено.
Условие возможности
монтажа может быть запи-
сано следующим образом
(при <р=0):
1В— li>b или вылет стрелы
/в> b+^+А-
Если кран ведет монтаж с
данной стоянки (рис. 103,6)
с углом поворота от оси
1—1 (при угле <р7 0), то
х из условия безопасности
расстояние до сооружения
монтажа определяется выраже-
ниями:
, D
tg <р = -------------—;
b + d + li
1 -> Д Д
COS (р
где 1В—вылет стрелы при данном угле наклона стрелы к гори-
зонту а.
218
6. ВЫБОР КРАНА ПРИ ЗАКРЕПЛЕНИИ СТРЕЛЫ
ВЫШЕ УРОВНЯ МОНТАЖНЫХ ОТМЕТОК
При закреплении стрелы крана выше уровня монтажных от-
меток исключается возможность касания стрелой конструкций
монтируемого сооружения. После определения требуемой грузо-
подъемности и высоты подъема крюка крана для кранов с гори-
зонтальной стрелой следует сравнить фактическую грузоподъ-
емность и высоту подъема крюка с требуемыми, и, если они соот-
ветствуют им. кран может быть использован при монтаже дан-
ного сооружения. Если кран имеет наклонную стрелу, следует
после определения требуемой грузоподъемности и высоты подъ-
ема крюка определить необходимый угол наклона стрелы и ее
вылет из условия необходимой грузоподъемности и сравнить не-
обходимые параметры крана с требуемыми. Если при этом ока-
жется, чго при принятом вылете стрелы (а следовательно, и угле
наклона стрелы к горизонту) грузоподъемность крапа и высота
подъема крюка достаточны, кран может быть использован при
монтаже данного сооружения.
7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ МОНТАЖА ИЗ УСЛОВИЯ
КАСАНИЯ СТРЕЛЫ КРАНА МОНТИРУЕМОЙ КОНСТРУКЦИИ
Для исключения возможности касания стрелой крана монти-
необходимо, чтобы расстояние от края мон-
руемой конструкции
тируемой конструкции до
стрелы крана по горизонта-
ли на уровне Нм + /ги+ha бы-
ло бы не менее 1 м (рис.
104).
Следовательно, условие,
исключающее касание, мо-
жет быть представлено вы-
ражением: cti<a,
tg«i =
/<п.с.м — (^з 4~ кэ)
в
----1 м
2
Рис. 104. Схема проверки рабочих па-
раметров крана из условия исключения
возможности касания стрелой монти-
руемых конструкции
где а—фактический угол
наклона оси стре-
лы крана к гори-
зонту при мон-
таже данной конструкции;
йп.с.„— высота превышения верхнего конца стрелы (точки А)
над уровнем монтажных отметок (Ям);
Б — размер монтируемой конструкции по горизонтали
в направлении оси стрелы.
219
IX. БЕЗОПАСНОСТЬ ПРИ ТРАНСПОРТИРОВАНИИ
И МОНТАЖЕ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
1. ТРАНСПОРТНЫЕ НАГРУЗКИ ПРИ ПЕРЕВОЗКАХ
Расчет конструкций на транспортные нагрузки
Во время перевозок железобетонные конструкции подверга-
ются воздействию динамических усилий. Динамические нагрузки
при перевозках возникают под влиянием ударов на стыках рель-
сов или на ухабах, а также от толчков при поворотах и т. п. При
этом сила динамического удара зависит от скорости передвиже-
ния транспортных средств, качества дороги, размеров и формы
перевозимых конструкций, их веса, а также от амортизирую-
щих свойств транспортных средств.
От ударов и толчков в конструкции могут возникнуть как вы-
нужденные, так и свободные колебания, которые в отдельных
случаях могут вызвать перенапряжение транспортируемых эле-
ментов, привести к выкалыванию бетона и образованию трещин.
Поэтому при перевозках следует избегать воздействия динами-
ческих усилий путем передачи их на транспортные средства
и приспособления, удерживающие конструкцию в безопасном
положении.
При проверочных расчетах на транспортные нагрузки боль-
шинство конструкций, уложенных на транспортные средства,
можно рассматривать как балку на двух опорах, загруженную
собственным весом, равномерно распределенным по всей длине
конструкции.
При перевозках конструкций, уложенных на транспортных
средствах на две опоры с незакрепленными концами, возможны
случаи, когда один или оба конца конструкции от толчка на
ухабах или стыках рельсов отрываются от опор и затем возвра-
щаются в исходное положение. При этом происходит мгновен-
ный удар, сила которого зависит от его продолжительности.
Для проверочных расчетов принимают, что наибольший ди-
намический момент от удара, характеризуемый динамическим
коэффициентом ц, равен двойному статическому и имеет место
при продолжительности удара, равной половине периода собст-
венных колебаний конструкций. Такая продолжительность удара
при перевозке по дорогам с неспокойным рельефом всегда воз-
можна.
Прочность элементов при перевозке с учетом динамических
воздействий при опирании элементов по концам проверяют по
формуле расчетного динамического изгибающего момента
АГдШ1 == рЛ^СТ»
где р—динамический коэффициент, принимаемый равным 2;
/Ист—статический изгибающий момент ст собственного ве-
са элемента в кГ • м.
220
Для элементов прямоугольного сечения
где Р— сосредоточенная статически приложенная сила в кГ\
I — пролет балки в м.
Для перехода от сосредоточенной силы Р к равномерно рас-
пределенной нагрузке Q = ql,rne Q—вес балки, применяют пере-
ходной коэффициент, равный 0,637. Тогда Р = 0,637 Q или
.. Р1 0,637 г. п
Мст = — = —-----QI=0,159 QI.
4 4
Учитывая, что р = 2, при наибольшем динамическом моменте
получим
Л4Д„„=р Л1ет=2 • 0,159 QI = 0,318 QI.
Кроме динамического момента в балке возникает также мо-
мент от собственного веса; следовательно, возможный для этого
случая изгибающий момент в середине пролета будет
Л4Д«» = -?£ + 0,318 Q/=0,443 QI.
8
Несущая способность конструкций во время перевозок зави-
сит от схемы опирания на подкладки. Поэтому проверочные рас-
четы конструкций на транспортные нагрузки прежде всего сво-
дятся к проверке выбранных точек опирания.
Пример. Проверить несущую способность колонны типа К1-17 во время
перевозки при размещении подкладок на расстоянии а = 0,15/ от концов ко-
----- -------------------
----------------I ~2а---------
*----------------------------- Z --
Рис. 105. Схема опирания колонны при перевозке
лонны (рис. 105). Собственный вес колонны Q=l,25 т, высота /г=5,55 л, раз-
меры сечения 30X30 см. Колонна армирована симметрично четырьмя стерж-
нями диаметром 19 мм.
Несущую способность проверяем по изгибающему моменту, величину
которого может воспринять данное сечение. При с = 0,15/ расчетная нагрузка,
выраженная через собственный вес колонны, будет равна 5Q.
Тогда допустимый изгибающий момент по несущей способности сечения
колонны составит:
50/
Л1ДОГ, = -у- = 0.625Q/ = 0,625-1,25-5,55 = 4,34 7 -Л1;
Л1Д™ = 0.443QZ = 0,443-1,25-5,55 = 3,07 Т-м;
Л1ДИ" < м
изг ^'"дОН •
221
Следовательно, несущая способность при транспортировании колонны
обеспечивается.
Плиты покрытий и перекрытий (ребристые и многопустот-
ные), а также лестничные марши и площадки рассчитывают ана-
логично.
При укладке колонн на транспортные средства первый ряд
должен опираться на грузовую платформу всей плоскостью, па-
раллельной отверстиям для подъемных штырей, или на дере-
вянные подкладки, установленные от концов колонн на расстоя-
нии не менее 0,1 I.
В случаях перевозок длинномерных колонн па роспусках опо-
ра па прицепе должна быть оборудована турникетом, обеспечи-
вающим подвижность при движении на поворотах Число рядов
колонн по высоте, укладываемых на транспортные средства, за-
висит от грузоподъемности этих средств и может колебаться от
одного до пяти для прямоугольных колонн, от одного до трех —
для двухветвевых крайних колонн и не более двух рядов — для
средних двухветвевых колонн.
При перевозке балок и ригелей следует учитывать, что их
несущая способность при положении «плашмя» значительно ни-
же, чем в «рабочем» положении. Поэтому во избежание излома
балки и ригели следует перевозить только в рабочем положении,
т. е. укладывать стенками, перпендикулярно плоскости плат-
формы. Для обеспечения правильного опирания и устойчивости
перевозимых высоких ригелей и балок применяют специальные
гнезда-гребенки.
Железобетонные плиты на транспортных средствах рекомен-
дуется располагать па подкладках, удаленных от концов плит
на расстояние не менее 0,15/. При таком расположении подкла-
док несущая способность плит на положительный изгибающий
момент равна 0,784 QI, что больше величины изгибающего мо-
мента ЛР™ = 0,443 QI, возникающего от динамических воз-
действий.
При расположении деревянных подкладок на расстоянии бо-
лее 0,15/ от концов плит может возникнуть опасность появления
отрицательных изгибающих моментов, которые на опорах могут
увеличиться до 0,193/.
При перевозке стеновых панелей в вертикальном положении
проверять их несущую способность в вертикальной плоскости не
требуется В связи с большой высотой панелей по сравнению
с их толщиной несущая способность в вертикальной плоскости
достаточно высока и значительно превышает изгибающие момен-
ты, которые могут возникнуть от динамических воздействий во
время перевозок.
Для стеновых панелей более опасными являются боковые
толчки при резких поворотах транспортных средств, так как не-
сущая способность панелей в этой плоскости значительно ниже,
чем в вертикальной. В связи с этим в практике перевозок приме-
222
няют специальные амортизаторы, ограничивающие при боковых
толчках подвижность панелей в поперечных направлениях.
Расчет автотранспортных средств на транспортные нагрузки
Нагрузки, возникающие при перевозках железобетонных из-
делий, особенно крупноразмерных тяжеловесных, достигают наи-
больших величин при транспортировании грузов автотранспор-
том по грунтовым дорогам с неровным покрытием. Помимо
Рис. 106. Схема размещения грузов на автопоезде
с полуприцепом
1—3 — грузы
воздействия на сами конструкции эти нагрузки также действуют
на автотранспортные средства путем передачи давления на оси
автомобилей или полуприцепов. При неправильном расположе-
нии груза в кузове, на платформе или в кассете полуприцепа или
при неправильном выборе марки автотранспортных средств осе-
вой вес или нагрузка на шины колес может превысить допускае-
мые величины, что приведет к их перегрузке. Перегрузка опасна
в одинаковой степени для перевозимых деталей и самих транс-
портных средств, так как может привести к их поломке. Поэтому
при перевозках железобетонных изделий необходимо правильно
подбирать транспортные средства с тем, чтобы обеспечить сох-
ранность конструкций при транспортировании и безопасность
движения автотранспорта.
Основным условием, исключающим перегрузки, является рав-
номерная передача давления на оси автомобиля или полуприце-
па. Поэтому при выборе автотранспортных средств предвари-
тельно необходимо по выбранной схеме раскладки груза прове-
рить давление на оси автотранспорта.
Для проверки давления па оси автотранспорта от веса груза
необходимо определить нагрузки, действующие при раскладке
груза на осн (осевой вес) или на шины автомобиля по расчетной
схеме расположения груза путем решения уравнений статичс-
223
ских моментов от сил и опорных реакций, возникающих в осях.
У автопоездов с полуприцепами, кроме того, надо определить
моменты от сил и опорных реакций, возникающих в центре се-
дельного устройства тягача.
Расчетная схема раскладки груза на автопоезде с полупри-
цепом приведена на рис. 106.
По схеме первоначально находят реакции сил и RB, дей-
ствующих на полуприцеп. Нагрузки на полуприцеп определяют
Рис. 107. Расчетная схема нагрузок, действую-
щих на полуприцеп
в соответствии с расчетной схемой (рис. 107), на которой веса
грузов обозначены соответственно Pi, Рг и Р3, собственный вес
полуприцепа, состоящего из несущего каркаса и задней тележки
полуприцепа, через Р^ и Р$; точка А — положение центра седель-
ного устройства; В — центр задней тележки полуприцепа.
Опорные реакции RA и RB согласно расчетной схеме:
П _ 7*2 *8 Pg *3 + Р4 *4 + Р1 (4 + *1)
71 ~ ’
п ____ Рб R р Рз — Хз) -|- Р4 (6 — x'a) 4~ Pj (R — х2) — Pi Xi
В~ I,
Далее находят реакции сил Rc и RD, действующих на тягач
по расчетной схеме (рис. 108), па которой собственный вес сна-
ряженного тягача, приходящийся на заднюю и переднюю оси,
обозначен соответственно через Ре и Р7, точки С и D — центры
задней и передней осей тягача.
Опорные реакции Rc и RB согласно расчетной схеме:
Ро(/2 + хо)+Рл *2.
^С~ <2+Х0
^7 ( ^2 + Д) + Кр
R + х0
224
Величину действующих
и полуприцепа определяют
статических нагрузок на оси тягача
по формуле
где
Qn =
«о ’
Qn — осевой вес в т;
Ра— реакция, действующая на ось или группу осей, т. е.
в центре тележки, в т;
/10 — число осей.
Рис. 108. Расчетная схема нагрузок,
действующих на тягач
Статическая нагрузка на шину колеса
где Рщ—расчетная нагрузка на шину;
пк— число колес, расположенных на оси.
Расчетная нагрузка на шину Рт должна быть равна или
меньше максимально допускаемой нагрузки на шину:
РШ Рдоп-
Величина допустимых нагрузок на шины зависит от давле-
ния воздуха в шинах, структуры и качества материалов протек-
тора и определяется для обычных шип и шин повышенной гру-
зоподъемности по ГОСТ 5513—64, а для шин большегрузных
и строительно-дорожных машин по ГОСТ 8430—57.
Пример. Проверить нагрузки на осп и шипы колес тягача и полуприце-
па при перевозке крупноразмерного железобетонного элемента весом 10 т,
расположенного симметрично по отношению к продольной оси автопоезда.
Собственный вес каркаса полуприцепа Р4 = 2 т, полный вес балансирной те-
лежки полуприцепа 7-5 = 4 т. Нагрузки от снаряженного тягача: па задние ко-
леса Ре = 4 т, па передние Pj = 2 т. Расстояние между центром седельного
устройства тягача и центром задней тележки полуприцепа li —10 м, расстоя-
ние между передней осью тягача и центром седельного устройства /2 = 4,7 м.
Максимально допускаемая нагрузка на шину марки 12-20 при скорости
движения 40 км/ч РдОп = 2600 кГ. Расчетная схема автопоезда приведена на
рис. 109.
Опорные реакции в осях полуприцепов:
2Рх 10-6 + 2-5
15—979
225
4-10 + 2(10-5)+ 10(10-6)
Рв - 10 ----= 9 Т.
Опорные реакции в центрах задней и передней осей тягача:
4(4,7 + 0,3)+7-4,7
--------------------57ТБ5--------Ю’58К
2(4,7 + 0,3) + 7-0,3
—'-------— =2,42 Т.
4,7+ 0,3
Определяем осевые веса:
б)
Ют
2т
А
«А
5м
6м
Юм
нагрузок на автопоезд
б — действующих па тягач
Рис. 109. Расчетные схемы
а — действующих на полуприцеп;
в задней тележке полуприцепа (при двух осях)
_Л_4,5Г.
«о 2
в задней оси тягача (при одной оси)
Рс 10,58
” — = 10,58 Т;
«о
в передней оси тягача
Qd —
Rd
«о
Определяем нагрузки на шины:
на задней тележке полуприцепа
Qn _ ®в
пк
Рш =
на передней оси тягача
рш=
Qd
2,42
1
=2,42 Т.
4,5
——= 1,125 <2,6 Т;
4
2,42
—~—=1,21 <2,6 Т-
на задней осп тягача
ш —
10,58
4
= 2,64 > 2,6 Т.
226
Нагрузка иа задней оси тягача выше допустимой, что влечет за собой
перегруз. В практике перевозок тяжелых железобетонных конструкций
в таких случаях, если прочность несущей конструкции автотранспортного
средства достаточна, прибегают к изменению эксплуатационного режима для
пли! и получают дополнительную грузоподъемность за счет снижения ско-
рости и изменения давления в шинах.
В соответствии с ГОСТ 8430—57 получаемая дополнительная грузоподъ-
емность равна разности между нагрузкой па шину с пониженной скоростью
движения и нагрузкой на шину с пониженной скоростью, умноженной на
число шин.
По данным примера максимально допустимая статическая нагрузка на
пишу при скорости 40 км/ч составляет 2600 кГ. Так как при этой скорости
наблюдается перегруз па задней осп тягача, принимаем пониженную ско-
рость движения 15 км!ч. По ГОСТ 8430—57 для шин марки 12-20 при ско-
рости 15 км/ч максимально допустимая нагрузка составляет 2900 кГ, тогда
2,64<2,9 Т.
Дополнительная грузоподъемность за счет снижения скорости составит:
?ДОП = (ДдОП.П.С - ^ДОП.И.с) п = (2900 — 2600) 10 = ЗТ.
2. ОСОБЕННОСТИ СТРОПОВКИ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Выбор мест строповки
Строповка ферм. В процессе подъема и установки в про-
ектное положение отдельные узлы ферм оказываются под воз-
действием сил, величина и направление которых не совпадают
с действующими при их эксплуатации. Так, например, при подъе-
ме фермы (рис. ПО), работающие на растяжение стержни ниж-
него пояса (1—5) оказываются сжатыми в результате действия
изгибающих моментов, вызванных собственным весом ферм.
15:
227
При этом наиболее нагруженными окажутся стержни 2, уси-
лие в которых составляет
дг __ Ммакс <] (L- о)2
2/1 2-8/г ’
где q — вес 1 монтажного элемента фермы в т;
L — длина фермы в л;
h — высота фермы в м;
а — расстояние между стропами в м.
Из формулы следует, что усилие в сжатых стержнях может
быть уменьшено за счет увеличения расстояния а между стро-
пами. Однако необходимо иметь в виду, что, увеличивая рас-
стояние между стропами, приходится одновременно увеличи-
вать и длину стропов, ухудшая тем самым условия использова-
ния полезной высоты монтажного крана.
Если же увеличить только расстояние а и изменить угол на-
клона стропов а, то верхние стержни и узлы ферм, расположен-
ные между стропами, могут оказаться нагруженными значи-
тельными сжимающими усилиями Т горизонтальных составляю-
щих натяжения стропов S.
Отсюда следует, что величина усилий в элементах монти-
руемой конструкции зависит не только от собственного веса и ее
размеров, по также от принятой схемы монтажа, особенностей
имеющегося в наличии такелажного оборудования и в значи-
тельной степени от правильного выбора места строповки.
При подъеме решетчатых конструкций стропами следует
иметь в виду, что места крепления стропов должны быть обяза-
тельно расположены в узлах конструкций, не нагружая отдель-
ные стержни местными изгибающими моментами. Для равно-
мерного распределения нагрузок в сечении поднимаемого эле-
мента необходимо устанавливать диафрагмы или дополнительные
связи, повышающие пространственную жесткость ферм в ме-
стах крепления стропов. Под стропы должны быть обязательно
подложены подкладки (металлические или деревянные), рас-
пределяющие усилие от стропа на большую поверхность и пре-
дотвращающие местные деформации стержней. Прокладки по-
зволяют также избежать резких перегибов канатов обвязки,
увеличивая срок их службы.
Строповку ферм производят либо непосредственно за верх-
ние узлы пли при наличии захватных отверстий при помощи за-
кладки в них пальцев.
Иногда фермы поднимают за нижний пояс при помощи спе-
циальных захватов.
При подъеме за верхний пояс фермы полигонального очер-
тания или треугольные длиной до 18 м обычно стропят за две
точки, а при длине ферм свыше 18 м — за четыре точки.
Фермы с параллельными поясами в зависимости от их дли-
ны и веса могут иметь две, три и четыре точки захвата.
228
Строповка крупноразмерных стеновых панелей. Стеновые
панели длиной 12 м стропят за отверстия в двух попарно рас-
положенных точках в верхнем продольном ребре панели. В це-
лях равномерной передачи усилий на ребро следует для каждой
пары отверстий при строповке устанавливать распределитель-
ные подкладки из обрезков полосовой стали или уголков длиной
250—300 мм с применением рымболтов и прочих захватных де-
талей.
Строповка колонн. Большинство железобетонных колонн
стропят в одной точке, вблизи
тального в вертикальное рабо-
чее положение колонны можно
переводить при помощи балан-
сирных траверс или при по-
мощи траверс с захватом
для монтажа с транспортных
средств.
При переводе двухветве-
вых железобетонных колонн
при помощи захвата необходи-
мо на опирающуюся ветвь на-
деть металлический башмак с
распоркой, передающий часть
усилия на вторую ветвь
(рис.111).
При подъеме железобетон-
ных колонн большой высоты часто их прочность бывает недо-
статочной для перевода из горизонтального положения в верти-
кальное. Если прочность при переводе колонн не обеспечивает-
ся, производят их строповку за две точки, расположенные не-
симметрично относительно центра тяжести колонн. При этом
применяют специальные траверсы с роликами по концам, что
позволяет при строповке колонны повернуть ее в воздухе и
перевести в вертикальное положение.
оголовка колонны.
горизон-
1.
Рис.
111. Металлический башмак с
распоркой
1 — распорка; 2 — башмак
Расчет ферм на устойчивость при подъеме
При подъеме и установке ферм, особенно большепролетных,
возможно искривление ее плоскости, что может привести к по-
тере устойчивости фермы при монтаже. В связи с этим в целях
обеспечения безопасности необходима проверка устойчивости
ферм на монтажные нагрузки.
При подъеме стальных стропильных ферм с параллельными
поясами или с поясами полигонального очертания устойчивость
верхнего или нижнего пояса постоянного сечения фермы при
продольном изгибе из ее плоскости обеспечивается при соблю-
дении неравенства
^пояса>
16—979
229
где r/ф- вес 1 м фермы в кг;
Ак — коэффициент, величина которого принимается по табл.
64 и 65 «Справочника монтажника стальных конст-
рукций» (Госстройиздзт, 1959) в зависимости от от-
ношения а=— (рис. 112);
h
h — пролет фермы в м;
I — расстояние между точками строповки в м;
/Пояса — момент инерции двух уголков проверяемого верхнего
или нижнего пояса относительно вертикальной оси
в см4.
Рис. 112. Схема фермы к расчету па устойчивость при монтаже
Для поясов переменного сечения устойчивость обеспечива-
ется при соблюдении неравенства
<7<И„ С /р/г,
где Ji—момент инерции относительно вертикальной оси двух
уголков меньшего сечения в см4;
/?г — коэффициент, учитывающий переменность момента
инерции; определяется по табл. 66 «Справочника мон-
тажника стальных конструкций» (Госстройиздзт, 1959)
в зависимости от значений
/2 — момент инерции относительно вертикальной оси двух
уголков большего сечения в см4;
b—длина участка пояса с большим сечением (рис. 113).
Рис. 113. Схема моментов инерции к расчету ферм на
устойчивость
230
Если при проверке ферм их устойчивость не обеспечивается,
необходимо усилить пояса фермы бревнами или пластинами,
прикрепив их к поясам так, чтобы была обеспечена совместная
работа металла и дерева. Усиленную ферму слова проверяют на
устойчивость при монтаже по указанным формулам, в которые
вместо момента инерции поясов подставляют приведенный мо-
мент инерции, учитывающий деревянную накладку:
I — 1 | ’дерева
J крив J пояса “Г
3. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ВРЕМЕННЫХ МОНТАЖНЫХ ОПОР
Деревянные опоры. Элементы временных деревянных кон-
струкций рассчитывают на основании указаний СНиП П-В.4-62
«Деревянные конструкции. Нормы проектирования».
Расчет поддерживающих деревянных опор и стоек, не за-
крепленных в поперечном направлении, сводится к проверке
устойчивости, т. е. к расчету на продольный изгиб:
N ф^сЕрасч,
где N—расчетная сжимающая сила, вычисленная от дейст-
вия расчетных нагрузок (т. е. с введением коэффи-
циента перегрузки),в кГ;
/?с— расчетное сопротивление древесины сжатию вдоль
волокон в кГ/см2-,
Ерасч—расчетная площадь поперечного сечения стойки или
опоры в см2;
Ф— коэффициент продольного изгиба.
Коэффициент ф определяют в зависимости от расчетной гиб-
кости Л:
, . 3100
при Л > /5 Ф=
• 2 \2
при X -75 ф=1—0,8—).
1 ' 1 \100/
Расчетную гибкость X
определяют по формуле:
где 10— расчетная длина стойки в см\
г—радиус инерции в см4; для прямоугольного сечения
г = 0,289Л, для круглого сечения диаметром d г= —
(где // — наименьший размер поперечного сечения).
Расчетную площадь сечения при отсутствии ослабления при-
нимают Ррасч = Лзр- При наличии ослабления расчетную пло-
щадь соответственно принимают:
16*
231
при ослаблениях, не выходящих на ребро, /’Расч = Л>р, если
4
площадь ослаблений не превышает 25°/0 7щр, и Fpac4= — FnT,
если площадь ослаблений превышает 25°/0ГбР;
при симметричных ослаблениях, выходящих на ребро,
F расч~ F^',
при несимметричных ослаблениях, выходящих на ребро, эле-
менты рассчитывают как сжато-изогнутые.
Пример. Подобрать сечение временной деревянной опоры, поддержи-
вающей железобетонную балку сечением 70 X 40 см. По балке возможно
движение людей с грузом. Высота нижней грани балки над уровнем земли
й = 6.« Древесина — сосна.
Для стоек круглого сечения возможно решение этой задачи путем под
бора либо путем непосредственного определения диаметра бревна по задан-
ной сжимающей силе.
Метод подбора. Находим расчетную нагрузку на стойку, которая скла-
дывается из собственного веса балки и нагрузки от движения людей. При-
нимаем, что в данном случае нагрузка от движения людей может быть огра-
ничена весом одного человека с грузом, т. с. Рч = 130 кг. Тогда
N = (Л> Кп + Рч) К ст = (0,7.0,4.2600-1,2 -|- 130) 1,05 « 1054 кГ,
где Р» — вес 1 м железобетонной балки; Pt =аЬуж;
Кп — коэффициент перегрузки;
Кет — коэффициент, учитывающий собственный вес стойки.
Принимаем стойку из бревна диаметром 14 см, площадь сечения Грасч =
= 154 см2.
Тогда
X— — —
г d
Так как 171,4>75, то
4-600
-------= 171,4.
14
3100
3100
171,42
0,105.
По СНиП П-В.4-62 для древесины ели и сосны расчетное сопротивление
сжатию Rc = 130 кГ/см2.
Несущая способность стойки
N = tpRc FpaC4 = 0,105.130-154 = 2102 кГ > 1054 кГ.
2102
Коэффициент запаса ^3> = ^-
Определение диаметра деревянной стойки по заданной сжимающей силе.
При расчете по предельному состоянию, когда Л2>75:
L Л N .г-----
брасч — 1 г 7 1/ п L 11 * * У — F135 г f расч ;
Ю j/ у с
когда X < 75:
fpac4=T-+0,001/2.
Ас
Имея ранее вычисленную расчетную нагрузку Л'1054 кГ, получим
брасч —
600
15,7
/ 1054
I/ ------- ~ 108 см2.
У 130
232
Расчетный диаметр стойки посередине длины
d= 1,135 Р 108 = 11,9 сж.
Принимаем стойку круглого сечения диаметром 12 см (для хвойных по-
род приняты четные диаметры). Так как гибкость стойки, зависящая от d,
неизвестна, то после определения диаметра проверяем гибкость
4/0 4-600
X = —5- =--------= 200 > 75.
d
12
Следовательно, перерасчета не требуется.
Для стойки квадратного сечения также возможно непосредственное оп-
ределение стороны квадрата. Для случая, когда X > 75:
310__________3100 3100/г3
V / го V 12/“,
\ Л: К12 /
где h — сторона квадрата в см.
Подставляя значение <р и преобразуя формулу относительно Траст, по-
лучим
f = «108сж3; Л= 1^108 = 10,5 сл.
15,7 У 130
Принимаем ближайшее по сортаменту
веряем гибкость:
сечение стойки 10X10 см и про-
I 600
Z =-------=-----------
0,289й 0,289-10
При 7.<75 аналогично имеем
Траст — ' 0,001 Zq ; Й — Ь — |<Fрасч
Металлические рамные и пространственные опоры. Рамные
опоры применяют для временного удержания в проектном по-
ложении длинномерных конструкций большепролетных зданий.
Временные опоры этого типа обычно конструируются как ин-
вентарное оборудование для многократного использования. Их
выполняют из отдельных рамных секций высотой 6—6,5 м, из
которых набирают опоры высотой от 13 до 28 м. Ширину рам
принимают 7 м, что позволяет их использовать на металлурги-
ческих заводах при монтаже угольных и рудных кранов, у ко-
торых расстояние между фермами составляет 6,5—7 м.
При необходимости для монтажа перекрытий больших про-
летов на высоте 13—28 м из двух инвентарных рам временных
опор собирают пространственную подвижную опору-вышку раз-
мером в плане 7X4 или 7X10 м.
Временные металлические пространственные опоры или под-
вижные вышки чаще всего применяют при монтаже ригелей,
233
ферм, арок, куполов и т. п. в большепролетных зданиях и со-
оружениях.
Пространственные опоры или башни выполняют в виде свар-
ных решетчатых ферм, собранных из прокатной профильной
стали или труб.
Тип опоры и ее конструктивное решение определяются на-
значением и характером воспринимаемых нагрузок, а размеры
элементов решетки ферм выбираются так, чтобы несущая спо-
собность материала, из которого изготовлены стержни фермы,
использовалась наиболее полно.
Опоры рассчитывают на действие сжимающих сил и изги-
бающего момента.
Сжимающее усилие N определяют исходя из собственного
веса элемента опоры и веса опираемой па нее конструкции по
формуле
N = XQ + 7<G,
где -Q— вес всех элементов опоры, расположенных выше
рассматриваемого сечения, в т;
К — динамический коэффициент, принимаемый рав-
ным 1,1;
G — вес опираемой конструкции в т.
Сечения центрально сжатых и растянутых стержней подби-
рают исходя из условий прочности
/>= —,
^сж
и устойчивости
фЯсж ’
где F — площадь поперечного сечения стержня в см2;
Как— расчетный предел прочности в кГ/см2;
N— усилие в стержне в кГ;
<р—коэффициент уменьшения расчетной прочности при-
нимается в зависимости от гибкости Л стержня.
Гибкость сжатых элементов Л не должна превышать: для
основных стержней (пояса и наиболее нагруженные раскосы
главных ферм) 120; для остальных стержней главных ферм 150;
для всех прочих 200.
Гибкость растянутых элементов соответственно не должна
превышать 150 для поясов главных ферм; 200 для остальных
стержней главных ферм; 250 для всех прочих стержней.
Гибкость стержней определяют по формуле:
Рмин
где 1р— расчетная длина стержня;
Рмин— минимальный момент инерции.
234
Расчетную длину стержня 1Р для поясов и наиболее нагру-
женных раскосов принимают равной расстоянию между цент-
рами смежных узлов, а для прочих элементов — равной 80%
этого расстояния (рис. 114).
В рамах с перекрестной решеткой расчетную длину пере-
секающихся стержней при определении гибкости в плоскости ра-
мы принимают равной рас-
стоянию от центра узла до
точки пересечения осей
пересекающихся стержней.
При проверке устойчи-
вости стержней такой ре-
шетки из плоскости фермы
расчетную длину их прини-
мают в соответствии с дан-
ными табл. 47.
Таблица 47
Рис. 114. Схема к расчету
гибкости раскосов ферм
Характеристика узла пересечения стержней решетки Поддержива- ющий стер- жень растянут Поддержива- ющий стер- жень не ра- ботает Поддержива- ющий стер- жень снят
Оба стержня не прерываются Поддерживающий стержень прер- ван п перекрыт косынкой /р = 0,5/ /р =0,7/ /р = 0,7/ 1Р=1 /р = / /р = /
в плоскости дейст-
Сечение внецентренпо сжатых стержней
вия момента M = Nl подбирают по формуле
N <Р
--- %> 1\ сж-
фТ’бр
а в плоскости, перпендикулярной плоскости действия момента,
по формуле
-Л-^р
K<[>F6p сж’
где К — коэффициент влияния изгибающего момента на устой-
чивость стержня в плоскости, перпендикулярной плос-
кости действия момента:
Высота сечения стер-
жня в см......... О 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,5
и бо-
лее
Значение К для сим-
метричных сечений 1,0 0,78 0,62 0,51 0,42 0,36 0,32 0,28 0,25 0,23 0,21 0,17
235
Пространственные опоры, составленные из плоских решет-
чатых рам (ферм), проверяют на общую устойчивость по фор-
муле
N , Мр
о =---------
фГбр
где Л/— сжимающее усилие в опоре в кГ;
Мр — расчетный момент в сечении опоры в кГ м;
Гбр — площадь сечения опоры брутто в м2;
1Гбр—момент сопротивления сечения опоры брутто в см3;
ср—коэффициент, взятый в функции от приведенной гиб-
кости.
Для четырехгранной решетчатой фермы с параллельными
поясами приведенную гибкость подсчитывают по формуле
^пр = ]/ %a+27(^- + 7!L)’
где Z = — гибкость пространственной фермы, найденная
Рмпн
с учетом коэффициента ц, характеризующего
условия закрепления концов фермы;
ЕХ| и F,h— площади сечения пары ветвей поясов с общей
осью Xi—х и tj\— у;
Fp и FPl — площади сечения раскосов решеток, лежащих
в плоскостях, перпендикулярных соответственно
ОСЯМ X] — X И 1/1—у.
X. ПРОТИВОПОЖАРНЫЕ МЕРОПРИЯТИЯ
1. ПРОТИВОПОЖАРНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПРИ ОРГАНИЗАЦИИ
СТРОИТЕЛЬНОЙ площадки
Обеспечение пожарной безопасности на строительных пло-
щадках осуществляется в соответствии с требованиями главы
СНиП 1И-А.1-62 «Организация и технология строительного про-
изводства. Общая часть»; СНиП Ш-А.6-62 «Организационно-
техническая подготовка к строительству. Основные положения»;
СНиП 11-А.5-62 «Противопожарные требования. Основные по-
ложения проектирования»; СНиП II-M.1-62 «Генеральные пла-
ны промышленных предприятий. Нормы проектирования»
и других глав СНиП, а также «Правил пожарной безопасности
при производстве строительных работ».
236
Мероприятия пожарной профилактики разрабатывают одно-
временно с разработкой проекта организации строительства
и проекта производства работ. Эти мероприятия должны быть
направлены на предупреждение возникновения пожара, ограни-
чение его распространения, создание условий для успешной эва-
куации людей и материальных ценностей из горящего или угро-
жаемого горением помещения, обеспечение условий для успеш-
ной локализации и тушения пожара. Широкое применение
в строительстве несгораемых конструкций и материалов снижа-
ет пожарную опасность на строительной площадке. Однако на
строительной площадке находится множество различных видов
горючих веществ, легковоспламеняющихся и горючих жидко-
стей, лаков, масляных красок, клеев, смазочных материалов,
пакли, спецодежды, пиломатериалов и др.
При соответствующих условиях некоторые горючие вещества
могут образовывать с воздухом взрывоопасные смеси, которые
при контакте с источником воспламенения могут сгорать с боль-
шой скоростью со взрывом.
Пример. На бетонном полу разлито 2 л (2 - 0,73=1,46 кг) бензина; при
этом образовалась лужа диаметром 2 м (площадь 3,14 Л12). Температура в
помещении /=20° С, атмосферное давление 760 мм рт. ст. Определить время,
требующееся для испарения бензина и образования взрывоопасной концент-
рации его паров.
Определим интенсивность испарения бензина по формуле
, г, М Рнас ,
m = 4r Dt--- -----г/сек,
Vt В
где г — радиус поверхности испарения жидкости в см; г=100 см;
М — молекулярный вес бензина; М = 90;
Dt — коэффициент диффузий паров бензина в см2/сек;
V/ —объем грамм-молекулы паров бензина при /=20° С в л;
Рнас —давление насыщенного пара бензина в мм рт. ст. (табл. 48);
Таблица 48
Жидкость Давление насыщенного пара жидкостей в мм рт. ст. при температуре в °C
—30 —20 -К) 0 10 20 30 40 50
Ацегоп . . . 11,2 38,7 63,33 110,32 184 280 419,3 608,81
Бензол .... Автомобильный 3,59 7,43 14,63 26,6 44,75 74,8 118,4 181,5 268,7
бензил . . . Метиловый — — — 60 84 108 144 197 276
спирт . . . —. 6,27 13,47 28,82 50,18 88,67 150 143,5 381,7
по табл. 48 при /=20'гС pUac = 108 мм рг. ст ;
В — атмосферное давление в м.м рт. ст.
Коэффициент диффузии паров бензина при определенной температуре
Dt
T + t
= D0^~
237
где
где
Do — коэффициент диффузии паров бензина при 0° и давлении
760 мм рт. ст.
Do=
0,8 0,8
Ум ~ Ум = 01084 см2/сек-
Определим коэффициент диффузии при температуре 1=20° С:
273 I 20
D/ = 0,084 --------= 0,09 см2/сек,
Vt= т '
Vo=22,4 л — объем грамм-молекулы паров при 0е и давлении 760 мм рт. ст.
Тогда
22,4(20 + 273)
И/ =-------' = 24,05 л = 24 050 см*.
Подставляя полученные значения в формулу, получим
, 90-108
т = 4-100-0,09-------------=0,0191 г/сс/с.
24 050-760
Определим продолжительность испарения 2 л бензина
1000-2-0,73
т =--------------- =21,2 ч,
0,0191-3600
0.73 — плотность бензина.
Нижний предел взрываемости паров бензина по объему /Соб = 0,76%, что
соответствует следующей весовой концентрации при 1=20° С:
/<обЛ4-10 0,76-90-10
Л'вес=-----~----=----——--------= 28,5 мг/л (г/л8);
vt 24, (Jo
где
12,5 мин 1.
2 л испаренного бензина, или 1,46 кг (1460 г), могут образовать взрывоопас-
ную концентрацию в объеме 1460:28,5=51,2 л3 воздуха. Взрывоопасная кон-
центрация в объеме 1 м3 воздуха может образоваться примерно через
12—15 мин
,/т-60 10-60
\ 51,2 = 51,2
Из примера видно, что при работе с бензином пли со строительными ма-
териалами, в составе которых имеется бензин, возможно образование взрыво-
опасной концентрации паров бензина с воздухом.
Условия, характеризующие возможность образования взры-
воопасной концентрации для некоторых горючих жидкостей
в объеме 10 м3 воздуха при /=20° С, приведены в табл. 49.
Образование взрывоопасных концентраций паров горючих
жидкостей возможно и при просушке окрашенных нитрокрас-
ками поверхностей.
Пример. В помещении объемом 300 м3 окрашена нитрокраской площадь
£=120 л2; расход краски 200 г/м2; в качестве растворителя принят ацетон,
которого содержится в краске 50% по весу. Определить концентрацию паров
ацетона при его испарении. Продолжительность сушки до полного испарения
растворителя (ацетона) 30 мин.
Определяем количество краски, нанесенной на окрашиваемую поверх-
ность: 200-120 = 24 000 г;
238
количество испарившегося ацето-
24 000-50
на ----—----= 12 000 г; среднюю весо-
вую концентрацию паров ацетона в воз-
12 000
духе зр— =40 г/л3, что меньше
нижнего предела взрываемости 62,5 г/лг3
(см табл. 49). Принимая во внима-
ние, что пары
ха, при отсутствии вентиляции
можна локальная
верхних
ацетона легче возду-
воз-
концеитрация их в
верхних слоях воздуха в помещении.
Если допустить, что 80% всех паров
сосредоточится в верхней зоне вы-
сотой 1 м при общей высоте здания 3 м,
концентрация паров ацетона в этой зо-
12000-0,8
не будет: --— =96 г/м3, что пре-
вышает нижний предел взрываемости и
ipn наличии источника воспламенения
возможен взрыв.
Растительные масла, олифы,
алюминиевая и цинковая пыль,
сульфиды железа, некоторые хи-
мические вещества, опилки, уголь
и многие другие вещества способ-
ны к самовозгоранию, сущность
которого состоит в аккумуляции,
тепла, выделяемого в процессе
окисления указанных выше ве-
ществ. Возгорание при этом воз-
можно тогда, когда тепло, выде-
ляющееся при окислении, будет
превышать тепло, отводимое от
окисляемых веществ в окружаю-
щую среду.
Растительные масла и жиры,
содержащие предельные органи-
ческие соединения, способны лег
ко окисляться. Особую опасность
представляют ткани (спецодеж-
да, обтирочные материалы и др.)
и опилки, на которые попали ра-
стительные масла. При малой
теплопроводности материала про-
цесс самонагревания, начавший-
ся при температуре 10—15° С че-
рез 3—4 ч, может перейти в само-
возгорание.
Легко окисляются и самовозго-
раются алюминиевая и цинко-
S *кинес1хнэпном EBHdBUoosiqdes buisAsecIoo кой -Охом я ‘иэчдо <D СМ Ь- GO СМ »—< Tf -rf — LO CM —
1 Нижний пре- । дел взрывае- мости паров в воздухе ' СО 1-0 1Q CD GO CM GO I JO <D CM CO
в % 2,6 0,76 1,1 1,25
ъ я ихэоэпгпж v । BHHdduuoH чхэон - ч it axiiacirotfo d i ] 15,4 10,6 37,5 15,2
ж?/г а и' i Ь'ОбХЭКВИГ их эон -xdatiou э BHHad -впэи чхэобомэ 0,0144 0,0179 0,0065 0,012
2 Я ИХЭОМ -1ГИЖ V I « ВЭЭВДО CM О CD О CD CO b- CD M M CO C
Коэффициент диффузии в ел?/сек 0,121 0,09 0,1 0,099
Q LQ — CD О OO CD GO -ООО О С О C
j.3 -j.d ww Я EdEH О.ЮННЭТП -1ЧЭВН эинэгев!/ 185 108 75 126,6
я ЧХЭОНЮЬ'и 0,792 0,73 0,879 0,606
oo CD CM CO О CD co GO cd LO f" CO
239
вая пыль, особенно в присутствии влаги; сульфиды железа,
образующиеся, например, при действии сероводорода на же-
лезо, во время хранения нефти, содержащей сероводород.
При соприкосновении с воздухом сульфиды, образовавшиеся
на металлических стенках резервуара (после слива нефтепро-
дуктов), сильно разогреваются и воспламеняют горючие веще-
ства.
Внешними источниками воспламенения па строительной пло-
щадке могут быть: открытое пламя при сжигании остатков
строительных материалов, при разогревании битумов и др.; элек-
трическая искра или дуга; разряды атмосферного электричест-
ва; искры, образующиеся при трении или ударе; несгоревшие
части топлива двигателей внутреннего сгорания; повышение тем-
пературы при сжатии воздуха в компрессоре при неисправном
охлаждении и др. Воспламенение горючей смеси возможно толь-
ко при условии, если источник воспламенения содержит количе-
ство тепла и температуру, достаточные для нагревания горючей
смеси до температуры самовоспламенения.
Для предупреждения возможности возникновения пожаров
на строительной площадке необходимо: ограничить количество
хранящихся горючих материалов (леса, пиломатериалы, сто-
лярные изделия, жидкие и газообразные горючие вещества);
своевременно удалять в безопасные места или уничтожать от-
ходы горючих материалов; своевременно удалять пары масел,
растворителей и других горючих и легковоспламеняющихся
жидкостей, образовавшиеся при выполнении различных работ
или при их хранении; при этом следует учитывать, что пары мно-
гих горючих жидкостей тяжелее воздуха и могут образовав
с воздухом локальную взрывоопасную концентрацию в помеще-
ниях и на открытых площадках; не допускать разведения кост-
ров на строительной площадке; оборудовать специальные ме-
ста для курения, а также соответствующие места для разо-
грева нефтебитумов и других материалов; устранять причины
образования искр при работе двигателей внутреннего сгора-
ния паровозов, электроустановок; не допускать взрыва ком-
прессоров, баллонов и других аппаратов, находящихся под дав-
лением.
Для своевременного удаления паров масел, растворителей,
легковоспламеняющихся и горючих жидкостей, а также горю-
чих газов и органических пылей необходимо организовывать
воздухообмен, применив естественную или механическую вен-
тиляцию. При естественной вентиляции воздухообмен происхо-
дит под влиянием разности температур (теплового напора)
и ветра (ветрового напора).
Общая величина теплового напора может быть определена
по формуле
HT—h (ун ув) кГIм ,
240
где Л — расстояние между центрами нижних и верхних рядов
проемов здания в м\
ун— вес 1 м3 наружного воздуха в кг/м3-,
ув — вес 1 м3 внутреннего воздуха в кг/м3.
Величину наибольшего давления, которое создает поток воздуха
при внезапном торможении (встреча на своем пути здания), оп-
ределяют по формуле
= и1У«кГ'м2,
% '
где v — скорость ветра в м/сек:
g—ускорение земного притяжения в м/сек2 (принимается
равным 9,81 л/сек2).
При этом необходимо учитывать, что давление потока воз-
духа с наветренной стороны здания или сооружения обычно со-
ставляет (0,75—0,85) Яв, а на заветренной стороне создается
разрежение, величина которого составляет (от минус 0,4 до
минус 0,45)Нв. Следовательно, разность давлений с наветренной
и заветренной сторон здания будет (1,15 -ч- 1,30) /7П. Для прак-
тических расчетов можно принять ув = 1,2 кг/м3, 2g= 19,62 м/сек2
(величина постоянная).
jy2-
Тогда Ни= — кГ/м2. С целью более эффективного исполь-
16
зования ветра для вытяжки паров горючих жидкостей, над мес-
том их образования целесообразно устраивать зонты с вытяж-
ными шахтами (трубами), заканчивающиеся дефлекторами.
Объем воздуха, который возможно удалить путем естественной
вентиляции, можно определить по формуле
V — Гцп • 3600 л3/ч,
где F — площадь воздухоотвода в л2;
ц — коэффициент расхода; для открытых проемов или при
створных переплетах, открытых на угол 90е, pt = 0,65,
открытых на угол 45°, ц = 0,44, открытых на угол 30°,
ц = 0,32;
v— скорость воздуха в м/сек:
где АД — разность давлений в кГ/м2.
Пример. Определить объем удаляемого и приточного воздуха в поме-
щении, где выделяется 24 кг паров ацетона в 1 ч, а также площадь приточ-
ных и вытяжных проемов при следующих условиях:
нижний предел взрывоопасной концентрации 62,5 г/ж3; расстояние между
осями нижннх и верхних проемов 3 м, нижние и верхние створки открыты на
угол 90°; /„=20° С; /В = 29°С; уи= 1,205 кг/м?" yD= 1,169 кг!м3.
241
Минимальное количество воздуха, которое необходимо заменять в рабо-
чем помещении путем общеобменной вентиляции, определяем по формуле
?.1О"
V = —м3/ч,
са-сп
где V — объем воздуха, отсасываемого из помещения, в м3/ч',
q — количество горючих веществ, выделяющихся в рабочее помеще-
ние, кг/ч;
Сд — предельно допустимое содержание горючих веществ в воздухе; в
данном случае следует принимать по санитарным нормам
(200 мг/м3)
Со — содержание горючих веществ в подаваемом (чистом) воздухе в
мг/м3 (Со=0).
Подставляя числовые значения в формулу, получим
24-10“
Р= ------= 120 000 мя ч.
200
Величина теплового напора Нr—h(yn—ув) =3(1,205—1,169) =0,108 кГ/м3.
Принимая разность давлений на уровне нижних п верхних отверстий
одинаковой, имеем Н\ = Нг=Н-г : 2=0,108: 2 = 0,054 кГ/м2. При этой разности
давлений скорость воздуха составит:
в приточных отверстиях
^пр —-
2-9,81-0,054
1,205
= 0,94
м/сек,
в вытяжных отверстиях
/2ВН Г2-9,81 -0,054
Y„ ~ Г 1,169
= 0,95 м/сек.
Площадь проемов со створками, открытыми на угол 90О;
приточных
р _ V______________120 000
1’~ ЦУпр-ЗбОО"- 0,65-0,94-3600 = 4’ Л'2’
вытяжных
V 120 000
FB= --------— —--------------=а 54,1 м2.
fwyx-3600 0,65-0,95-3600
В тех случаях, когда естественная вентиляция не обеспечи-
вает удаления выделяемых горючих газов, необходимо преду-
сматривать механическую вентиляцию.
В целях предупреждения самовозгорания необходимо не до-
пускать скопления па строительной площадке материалов,
склонных к самовозгоранию (опилки, уголь, обтирочные мате-
риалы, промаслянная спецодежда и др.). Сосуды из-под горю-
чей жидкости, содержащей сероводород, необходимо после их
освобождения заполнить водой или обработать паром.
Для предупреждения перегрева компрессоров необходимо
обеспечить бесперебойную работу системы их охлаждения.
242
Температуру газа при адиабатическом сжатии можно опре-
делить по формуле
Л'-1
где Тj и Т2— температура газа до и после сжатия в °К;
Р] и р2 — начальное и конечное давление газа в кГ!см2\
К — показатель адиабаты (отношение теплоемкости
при постоянном давлении к теплоемкости при
постоянном объеме).
Количество тепла, которое необходимо отвести при охлажде-
нии газа, определяют по формуле
Q—n(t'C —f С \ ккал,
V в v в п) >
где п—количество газа, подлежащего охлаждению, в
кг • моль\
t"K—температура сжатого газа до охлаждения в °C;
t’E— температура охлажденного газа в °C;
Ср — средняя молекулярная теплоемкость сжатого неохлаж-
денного газа в ккал!кг • моль • град-,
Ср — средняя молекулярная теплоемкость охлажденного
газа в ккал!кг • моль град.
Количество воды М, необходимое для охлаждения компрес-
сора в холодильнике, можно определить из выражения
Q = MC(/2-6),
откуда
С(/2-б)’
где С — теплоемкость воды в ккал)кг • град\
t2 — температура воды при выходе из холодильника в °C;
Zj — температура воды перед поступлением в холодильник
в °C.
2. ПОЖАРООПАСНОСТЬ ЭЛЕКТРОУСТРОЙСТВ И МЕРЫ
ПРОФИЛАКТИКИ
Пожарная опасность электрических устройств и сетей про-
является в виде теплового или искрового действия электриче-
ского тока в условиях, благоприятных для воспламенения горю-
чих материалов.
Все проводники при прохождении по ним электрического то-
ка нагреваются и отдают тепло окружающей среде (воздуху,
жидкости, твердому телу). Температура проводника будет по-
вышаться до тех пор, пока количество тепла, получаемое про-
243
водником, не станет равным количеству тепла, отдаваемому про-
водником окружающей среде.
Количество выделенного тепла в проводнике при прохожде-
нии по нему электрического тока можно подсчитать по закону
Джоуля—Ленца:
Q = O,2AIzRt,
где Q — количество выделенного тепла в кал-,
I — сила тока в а;
R—сопротивление проводника в ом;
t — время прохождения тока в сек;
0,24—тепловой эквивалент электрической энергии.
Для безаварийной работы изолированных проводов и кабе-
лей нормами установлена предельная температура их нагрева-
ния (60—100° С) в зависимости от типа изоляции и условий экс-
плуатации. Если по изолированным проводникам проходит ток,
по величине превышающий допустимую длительную токовую
нагрузку, проводники разогреваются и их изоляция может за-
гореться и вызвать пожар.
Допустимые токовые нагрузки на провода с резиновой или
полихлорвиниловой изоляцией, а также на шнуры с резиновой
изоляцией и медными или алюминиевыми жилами приведены в
табл. 50.
Таблица 50
Сечение токопро- Токовые нагрузки в а
Медные провода Алюминиевые провода
<у проложенные трубе ш проложенные в трубе
водящей жилы В ЛМ1И проложенн открыто два одно- 1 жильных ' три одно- жильных четыре одножиль- ных один двух- ! жильный один трех- жильный проложенн открыто два одно- жильных три одно- жильных четыре одножиль- ных
0,5 и — — — — — .— — — —
0,75 15 •— — — —- — — — — —
I 17 16 15 14 15 14 — — — —
1.5 23 19 17 16 17 15 — — —
2,5 30 27 25 25 25 21 24 20 19 19
4 41 38 35 30 32 27 32 28 28 23
6 50 46 42 40 40 34 39 36 32 30
10 80 70 60 50 55 50 55 50 47 39
16 100 85 80 75 80 70 80 60 60 55
25 140 115 100 90 100 85 105 85 80 70
35 170 135 125 115 125 too 130 100 95 85
50 215 185 170 150 160 125 165 140 130 120
70 270 225 210 185 195 175 210 175 165 140
95 330 275 255 225 245 215 255 215 200 175
120 385 305 290 260 295 250 295 245 220 200
150 440 360 330 — — — 340 275 255 —
244
Допустимая токовая нагрузка, определенная по табл. 50, дол-
жна быть больше или равна величине рассчитанного тока энер-
гоприемников.
Таблица составлена с учетом возможного нагревания жил
до температуры 55° С при температуре воздуха 25° С и земли
15° С.
Пожары от электрического тока происходят в основном из-за
нарушений правил монтажа и эксплуатации электроустановок
(перегрузка проводов, короткое замыкание, большие переходные
сопротивления, искрение и др.). Перегрузка проводов происхо-
дит в результате подключения к электрической цепи большого
количества токоприемников. Нарушение изоляции проводов, по-
падание па неизолированные провода токопроводящих предме-
тов приводят к короткому замыканию и в результате — к пере-
греву проводов и возможным пожарам. При коротком замыка-
нии электрическая цепь резко уменьшает свое сопротивление, а
сила тока при этом значительно увеличивается по сравнению
с нормальной величиной.
От перегрузок током и от коротких замыканий электриче-
ские цепи защищают плавкими вставками (предохранителями)
и автоматами, включенными в цепь последовательно. Эффек-
тивность защиты электрической сети от перегрузок и короткого
замыкания плавкими предохранителями будет достигнута толь-
ко в том случае, если они правильно выбраны. Автоматы рабо-
тают более надежно, так как при перегрузке в них срабатыва-
ет тепловая защита.
Ток плавкой вставки не должен превышать больше чем в
три раза допустимую токовую нагрузку данного участка липни.
Для асинхронных электродвигателей с короткозамкнутым
ротором допускаемый ток плавкой вставки /„ определяют по
формуле
при редких пусках и длительности разбега 5—10 сек
или/Б>— при длительности разбега около 40 сек,
где /п — пусковой ток электродвигателя в а; для короткозамк-
нутого двигателя /п = /\/Г1;
/н — номинальный (рабочий) ток двигателя в а\
К, — кратность пускового тока (обычно пусковой ток элект-
родвигателя превышает рабочий ток в среднем в 4,5—
7 раз).
Ток плавкой вставки предохранителя для защиты проводов,
питающих группу двигателей, определяют по формуле
где /п — наибольший пусковой ток одного из двигателей в а;
245
п—1
S/н— сумма номинальных токов установленных двигате-
лей без двигателя с наибольшим пусковым током.
Пример. К сети напряжением 380/220 в от трансформатора с глухоза-
землеппым нулевым проводом подключены два короткозамкнутых двигателя
/31 = 16 кв и Рг=1 кв. Подобрать плавкие вставки для защиты линии от ко-
роткого замыкания, если /\=5, коэффициент полезного действия двигателей
т]=0,9, cos <р=0,8.
Из известной формулы определения мощности двигателя определяем наи-
больший пусковой ток
;_________КР_______ 5-16-1000
1,73ил т] cos <р 1,73-380-0,9-0,8 °'
Номинальный ток второго двигателя
z Р-1000_______7-1000
“ ~ 1,73-380-0,9-0,8 ~ 1,73-380-0,9-0,8 = 15 °'
Определяем ток плавкой вставки /п =
175-1-15
Принимаем плавкую вставку НПР-100 (патрон закрытый с наполнителем
из мелкозернистого кварцевого песка с током плавкой вставки, равным 80 а,
диаметр проволоки 0,47 мм, число проволок 6).
Перегрев проводов возможен также в местах их соединения
из-за плохих контактов, при окислении мест соединения или
неплотном прилегании к зажимам и контактам электроприбо-
ров. В этих местах сопротивление увеличивается и увеличива-
ется количество выделенного тепла.
Для предупреждения перегрева проводов от переходных со-
противлении необходимо увеличивать и лучше обрабатывать
площади соприкосновения контактов, сращивать провода при
помощи сварки, винтовых зажимов, наконечников и т.п.
Образование электрических искр возможно и при разрядах
статического электричества, при разливе, протекании по трубам
и перевозке горючих жидкостей в цистернах, при выходе из со-
пел сжатых или сжиженных газов (особенно, если в них содер-
жится тонкораспылеппая жидкость или пыль), при движении
пылевоздушных смесей (аэросушка, пневмотранспорт, размол,
просеивание) в трубах и аппаратах, при трении трансмиссион-
ных ремней.
Разность потенциалов при электризации диэлектриков мо-
жет достигать: при протекании по трубам горючих жидкостей
с большим удельным сопротивлением 106 ом и более (бензол,
бензин) до 3000 в и более; при выпуске из баллона ацетилена,
увлажненного ацетоном, 9000 в; при выпуске двуокиси углерода
на баллоне 8000 в, на резиновом шланге 50000 в; при разбрыз-
гивании красок 10000 в; при движении резиновой ленты конвей-
ера до 30000 в и т. д. Вместе с тем известно, что при разности
потенциалов 1000 в образующаяся искра может воспламенить
бензин, при разности потенциалов 3000 в искровой разряд мо-
жет воспламенить почти все горючие газы, а при разности по-
тенциалов 5000 в — большую часть горючих пылей.
246
Защиту от статического электричества осуществляют путем:
отвода зарядов статического электричества через заземля-
ющие устройства;
увеличения относительной влажности воздуха до 7О°/о и бо-
лее;
ионизации воздуха и среды при помощи радиоактивных ве-
ществ;
добавления в электризующуюся среду материалов повышен-
ной проводимости и др.
Пример Производится слив бензина в цистерну емкостью 500 л со
скоростью 100 л! мин. Скорость электризации q = I0-8 а/мин на 1 л продукта,
электрическая емкость цистерн, применяемых в практике для слива-налива
нефтепродуктов, для всех случаев может быть в среднем принята равной
С=10^ . Определить потенциал па поверхности цистерны, сопротивление за-
земляющего устройства и время полного разряда цистерны.
Определим полный заряд, передаваемый электризованным бензином ци-
стерне, по формуле
Q = qM = 10~8-500 = 5-Ю-6 k,
где q — скорость электризации или заряд в k па 1 л электризуемого про-
дукта ;
М — количество перекаченного продукта в л.
Потенциал на изолированной цистерне при указанной выше ее электри-
ческой емкости будет
Тепловая энергия искры при потенциале 5000 в
1 , 1 о , о
Е = -—CU* = — 10~9 -50001 2 = 12,5-10~3 дж.
2 2
мин
Таким образом, энергия искры в 12,5 раза больше энергии, необходимой
для воспламенения бензина (равной 10 3 дж).
Для снижения потенциала до величины, например, 10 в потребуется уст-
ройство токопроводящего соединения с сопротивлением
UT
R~ Q ’
где U — величина потенциала, до которой его надо снизить;
500
Т —время слива бензина из цистерны (в нашем случае T =
= 5 • 60 = 300 сек).
Подставляя числовые значения в формулу, получим
10-300
R = = 600 000 000 ом = 600 Мом.
5-10
Для снижения потенциала до 300 в, получим
300-300
R = ~ = 18 000 Мом.
5-10-
1 В. II. Королькова. Электробезопаспость на промышленных пред-
приятиях. Оборонгиз, 1956.
247
При разности потенциалов 300 в возможно образование искры, которая
способна воспламенить такие вещества, как бензол.
Время полного разряда цистерны соответственно будет в первом случае
t=3CR=3- 10“9-6-108=1,8 сек, а во втором /=3- 10-9-18- 109 = 54 сек.
Из приведенного примера следует, что для ограничения опас-
ных потенциалов, возникающих на резервуарах и цистернах при
сливе и наливе светлых нефтепродуктов, требуется малое сопро-
тивление заземляющего устройства. Практически сопротивление
не должно превышать 1 Мом. При этом присоединение зазем-
ляющего устройства к резервуарам должно быть надежным, что-
бы оно не нарушалось в процессе слива и налива электризую-
щих жидкостей.
3. ХРАНЕНИЕ ОГНЕОПАСНЫХ МАТЕРИАЛОВ НА СТРОИТЕЛЬНОЙ
ПЛОЩАДКЕ
Складское хозяйство строительных площадок размещают в
централизованных строительных дворах и на базах материаль-
но-технического снабжения, которые обычно располагаются в
центральной части территории сосредоточенного строительства.
При выборе земельных участков и размещении на них огнеопас-
ных материалов необходимо руководствоваться СНиП 11-М.1-62;
СНиП П-П.1-62 и СНиП Ш-А.6-62.
При неправильном выборе земельного участка, размещении
и хранении огнеопасных материалов возможны пожары (взры-
вы) и несчастные случаи с людьми. Основными условиями, обес-
печивающими безопасную эксплуатацию складов, являются: со-
ответствующее устройство и оборудование складов, применение
надежной тары (коррозионная стойкость тары, прокладок, саль-
ников и т.п.), механизация погрузки, разгрузки и перевозки всех
строительных материалов, разлива и слива огнеопасных ве-
ществ, транспортирование их по трубам, соблюдение правил
хранения горючих и взрывоопасных веществ.
Легковоспламеняющиеся и горючие жидкости хранят в ре-
зервуарах и в другой таре. Резервуары, их термоизоляция, а так-
же основания для резервуаров должны быть выполнены только
из несгораемых материалов. Склады легковоспламеняющихся и
горючих жидкостей могут быть подземными, полуподземными и
наземными.
Подземными считаются склады, у которых наивысшая точка
склада-резервуара или тарного склада на 0,2 м ниже планиро-
вочной отметки прилегающей территории.
Полуподземными считаются склады с заглублением резерву-
аров и хранилищ не менее чем на половину их высоты и уров-
нем жидкости не более чем на 2 м выше планировочной отметки
прилегающей территории.
У наземных складов днища резервуаров или пол тарного
склада заглублены менее чем на половину высоты резервуаров
или склада. Хранить легковоспламеняющиеся и горючие жидко-
сти в подземных хранилищах наиболее безопасно. В случае по-
жара на поверхности земли в подземных хранилищах в течение
длительного времени (до 24 ч) можно поддерживать безопас-
ную температуру (до 50° С) при наличии слоя земли толщиной
0,5, покрывающего хранилище.
Пример. При пожаре на поверхности земли температура может достиг-
нуть <=1200° С. Определить минимальную толщину слоя земли, при которой
исключена возможность повышения температуры в резервуаре выше 50° С
при действии огня в течение т=24 ч.
Толщину слоя земли можно определить путем применения уравнения
неустойчивого теплового потока. Интегрируя это уравнение в пределах от
х
0 до ,----, для данного случая получим
У 4'7-Т
t — tn I X \
—-=f I —= I,
* \ к4ат /
где t — температура поверхности
земли в ° С;
Рис. 115. График зависимости—-—
х
от аргумента ---'
V 4ат
/ х \ I* х
f I —р—— I — функция для аргумента ,-----
\ / 4 ат J \у 40%
/о —температура внутри резервуара в °C;
т — время горения в ч;
х — высота слоя земли в м;
а — коэффициент температуропроводности
сухой земли:
X
а=------ м*1ч,
Су
где X — коэффициент теплопроводности земли в ккал/м ч град;
С — теплоемкость земли в ккал/кг • град;
V — удельный вес земли в кг/м3.
гг
Для —~
X
1200—50
= 0,96 по графику (рис. 115) находим значение
1200
= 1,45.
аргумента —
1 ’ у 4аг
Принимая для земли
= 2000 кг/м3, получим а =
Х=0,12 ккал/м- ч- град; С—0,2 ккал/кг • град, у—
0,12
-^sr-0’0003 ^-
17—979
249
Подставляя полученные значения в уравнение = 1.45. получим х—
= 1,45 К 4 - 0,0003 24 = 0,25 м.
Следовательно, для поддержания температуры в резервуарах до 50" С
при температуре на поверхности земли 1200°С достаточно покрыть его слоем
земли толщиной 25 см. Учитывая возможные изменения характеристики
грунта и другие изменения в нормах, принимают толщину слоя земли 0,5 м.
В наземных складах разрывы между резервуарами принима-
ют равными диаметру наибольшего из соседних резервуаров, а
разрывы между группами резервуаров — равными двум диамет-
рам наибольших соседних резервуаров.
При резком изменении температуры наружного воздуха при
заполнении и при опорожнении емкостей происходит изменение
давления внутри закрытых резервуаров, что может привести к
деформации их стенок. Поэтому резервуары, в которых хранят
легковоспламеняющиеся и горючие жидкости, оборудуют дыха-
тельными клапанами.
Величину противопожарных разрывов между зданиями и со-
оружениями и открытыми расходными складами горючих ма-
териалов следует определять по данным СНиП 11-М.1-62
(табл.51).
Таблица 51
Склад Емкость склада в мя Разрывы в м от зданий или сооружений со степенью огне- стойкое ти
I—II III IV-V
Лесоматериалов и дров 1003-10 000 18 24 30
Менее 1000 12 16 20
Легковозгорающихся мате- 1000—5000 30 36 40
риалов (щепы, опилок и т. п.) Менее 1000 24 30 36
Легковоспламеняющихся жид- 500—1000 30 40 50
костей 250—500 24 30 40
10—250 20 24 30
Менее 10 16 20 24
Примечания: 1. Для складов пиленых лесоматериалов разрывы, указанные
в таблице для зданий IV и V степени огнестойкости, надлежит увеличить на 25%.
2. Разрывы от складов легковоспламеняющихся и горючих жидкостей до зданий с
производствами категорий А и Б. а также жилых и общественных зданий надлежит
увеличивать на 25%.
3. Для складов легковоспламеняющихся и горючих жидкостей подземного хранения
разрывы, указанные в таблице, надлежит уменьшать на 50%, а пол у подземного хра-
нения — на 25%.
Хранить легковоспламеняющиеся и горючие жидкости в та-
ре допускается в специальных закрытых хранилищах, степень
огнестойкости которых должна быть;
нс ниже II — при хранении жидкостей с температурой вспыш-
ки паров до 120° С;
не ниже III —при хранении жидкостей с температурой
вспышки паров свыше 120°С.
Резервуары и цистерны для хранения горючих жидкостей,
замерзающих зимой, обогревают паром или изолируют.
250
Пример. Необходимо в цистерне диаметром rf = 2 м и длиной 1=8 м обес-
печить возможность 200-часового нахождения и слива замерзающего мазута.
Температура налива б =30° С; температура застывания ?2 = 15°С; средняя
температура воздуха /3=—10° С. Теплоемкость мазута Ср=400 кал/м3 град.
Определяем поверхность охлаждения F, емкость цистерны P и потерю
тепла Q:
с
коэффициентом
изоляции ft=
в
специальных
под навесом.
Д = л£>/+ 2П/-2 = л (2-8+ 2. Н) = 56,6 м*
V = nr21 = л 12.8=25,1 мя-
Q=VCp (/, — /2) = 25,1-400-15 = 150 000 кал.
Коэффициент теплопередачи К можно определить из выражения
VCp , h — t3 25,1 -40J 40
К = —— In —-— = -----------In ---= 0,332 ккал1м2-ч-град.
Ft t2 — t3 56,6-200 25 '
Принимаем для изоляции войлок, смешанный с асбестом,
теплопроводности Л=0,04 ккал!м ч град. Толщина
X 0,04
= ~~ = ~ „„„ =0,12 м, т. е. 12 см.
К 0,332
Баллоны с газом допускается хранить как
закрытых складах, так и па открытых площадках
На строительной площадке склады баллонов следует разме-
щать с разрывом не менее 20 м от строящихся зданий и вре-
менных построек, 50 м от складов и зданий с легковоспламеня-
ющимися горючими жидкостями и от жилых зданий и 200 м от
общественных зданий.
При нагревании оболочки баллона вследствие повышения
температуры окружающего воздуха, а также при нагревании
солнечными лучами и другими источниками тепла давление га-
за внутри баллона возрастает. При резком повышении темпера-
туры газа давление газа может возрасти настолько, что проч-
ность механических стенок окажется недостаточной и
разорвется.
баллон
Давление в баллонах
(нормальное давление
в зависимости от температуры газов
при
температуре 20° С равно
150
ати)
Температура газа
в °C... .
Давление в баллоне
в ати .......
Давление ацетилена в наполненном баллоне должно быть не
более 19 ати при температуре 20° С. При других температурах
17!
251
Принято, что максимальная температура газа в баллоне не
должна превышать 50°С. Между тем даже в районах с умерен-
ным климатом температура баллона, нагретого солнечными лу-
чами, может составлять 75° С и выше. Особенно опасно нагре-
вание ацетиленовых баллонов внешними источниками тепла.
Перед заполнением баллонов ацетиленом необходимо добав-
лять ацетон до установленных норм. Например, вес баллона ем-
костью 40 л после добавления ацетона должен превышать вес
тары на 1 кг. При наличии ацетона вследствие растворимости
ацетилена в ацетоне давление будет уменьшаться. Ацетон из
баллонов может выходить в виде паров вместе с ацетиле-
ном.
Баллоны с кислородом и горючими газами хранят раздельно
и защищают от нагревания их солнечными лучами и другими
источниками тепла. При необходимости устройства в складах
искусственного освещения электроосветительная арматура и про-
водка должны быть во взрывозащитном исполнении.
Здания для хранения ацетилена, пропана, бутана и других
взрывоопасных газов должны быть не ниже II степени огнестой-
кости и оборудованы устройством для отвода взрывной волны
на случай взрыва в складе (легкосбрасываемые кровля, двери и
оконные переплеты одинарного остекления).
Горючие газы с воздухом образуют взрывоопасную смесь.
Смеси ацетилена с воздухом взрываемы при атмосферном дав-
лении и содержании ацетилена от 2,3 до 84%. Наиболее взрыво-
опасны смеси, содержащие 7—13% ацетилена. Если воспламе-
няется ацетилено-воздушная смесь, то давление взрыва в 11 —
13 раз превышает величину абсолютного начального давления.
Причиной взрыва баллонов могут быть сильные удары бал-
лона с горючим газом, нагревание и соприкосновение с искрой
или открытым пламенем и др.
Карбид кальция (СаС2) упаковывают в металлические ба-
рабаны и хранят в закрытом виде в отдельных или изолирован-
ных сухих хорошо проветриваемых неотапливаемых и иеобогре-
ваемых складских помещениях с легкой кровлей. Для вскрытия
барабанов, дозировки, отсева мелочи и пыли необходимо иметь
отдельные помещения, защищенные от попадания атмосферных
осадков.
При нарушении герметичности барабанов возможно попада-
ние в них воздуха, содержащего водяные пары, под действием
которых происходит разложение карбида с выделением ацети-
лена.
Барабан, в который упаковано 100 кг карбида кальция, име-
ет емкость 80 л, объем кусков карбида составляет примерно 42 л.
Следовательно, между кусками карбида кальция остается сво-
бодное пространство 38 л, занятое газом. Если бы барабаны бы-
ли совершенно герметичны и наполнялись в сухой атмосфере,
этот объем (38 л) был бы занят сухим воздухом, однако прак-
252
тическн внутрь барабана попадает влажный воздух и, таким об-
разом, выделяется ацетилен.
Для образования взрывоопасной смеси в барабане достаточ-
но около 1 л ацетилена. 1 л ацетилена может быть выделен при
разложении около 4 г карбида кальция, т. е. около 0,004% всего
карбида, находящегося в барабане.
Опасность воспламенения смеси ацетилена с воздухом воз-
растает при наличии в карбиде кальция ферросилиция. Удар
стальным предметом по ферросилицию и даже удар между со-
бой кусков ферросилиция могут вызвать искру и явиться причи-
ной взрыва и пожара.
На некоторых заводах дробленый карбид кальция очищают
от ферросилиция, что, однако, не устраняет полностью причину
появления искры при ударе. Учитывая сказанное, для раскупор-
ки барабанов необходимо применять латунное зубило или спе-
циальное приспособление, аналогичное ножу для открывания
консервных банок. Перед началом раскупорки крышку баллона
следует смазать слоем тавота толщиной 2—3 мм.
4. СРЕДСТВА ПОЖАРОТУШЕНИЯ
Основными огнегасительными средствами являются: вода,
водные растворы, пены, инертные газы, водяной пар, земля, пе-
сок и др. Наибольшее распространение в практике тушения по-
жаров получила вода. Вода по сравнению с другими огнегаси-
тельными средствами имеет наибольшую теплоемкость и пригод-
на для тушения большинства горючих веществ. 1 л воды при на-
гревании в условиях пожара до температуры 100° С поглощает
из зоны горения примерно 80 ккал тепла и при испарении до-
полнительно поглощает 539 ккал тепла, образуя при этом около
1690 л пара, который является заслоном доступу воздуха в зо-
ну горения. Следовательно, эффективность использования воды
будет тем больше, чем больше ее будет превращено в пар. Это
может быть достигнуто путем подачи в очаг горения воды в рас-
пыленном виде. При тушении пожаров водой необходимо учи-
тывать, что вода проводит электрический ток. Электропровод-
Таблица 52
Напряжение в в Минимальное безопасное расстояние в м при удельном сопротивлении воды ом/смЛ
500 юоо 1500 2000 3000 4000 5000 6000
440 3,5 2.1 1,7 1,4 0.9 0,9 0,9 0,9
1 100 9,1 5,5 4,25 3,65 2,6 2 1,7 1,5
2 200 — 9,1 7 6,1 4,5 3,6 2,7 2,4
4 400 — 10,7 9,4 8,5 7 5.8 4,9 4,5
6 600 -— 10,5 10 9,1 7,9 7 6,7
13 200 — — — — 10 9,4 8,8 8,5
253
ность воды зависит от вида и количества растворенных в ней со-
леи и кислот. Минимальные безопасные расстояния подачи ком-
пактной струи воды на части, находящиеся под напряжением,
установленные ЦНИИПО, приведены в табл. 52.
Воду нельзя применять там, где имеются вещества, которые,
вступая в реакцию с водой, выделяют горючие газы (карбид
кальция) или теплоту (негашеная известь).
Для тушения легковоспламеняющихся жидкостей применяют
химическую или механическую пену, инертные газы и т. п. Эф-
фект тушения пожара зависит от интенсивности подачи огнега-
сительных средств на поверхность горючих веществ.
Интенсивность подачи средств тушения легковоспламеняю-
щихся и горючих жидкостей, при которой обеспечивается туше-
ние пожаров, приведена в табл. 53.
Таблица 53
Температура вспышки жидкости в °C Интенсивность подачи средств тушения в л/сек-мг
химической пены воздушно- механи- ческой пены распыленной воды
28 0,75 1,75
28-45 0.5 1,5 —
45 0,3 1 0,2
По противопожарным нормам и правилам каждая строи-
тельная площадка должна быть обеспечена временным или по-
стоянным противопожарным водоснабжением к началу развер-
тывания основных строительных работ. Сеть временного водо-
снабжения следует прокладывать в соответствии с проектом,
чтобы она потом могла быть объединена с водопроводом и ос-
тавлена после сдачи в эксплуатацию строящегося объекта. Если
строительная площадка размещена на расстоянии не более
200 м от естественных водоисточников (реки, озера, искусствен-
ные водоемы), противопожарное водоснабжение может быть
организовано из этих источников. При этом должны быть устро-
ены специальные площадки или водозаборные колодцы для ус-
тановки пожарных агрегатов. На строительной площадке, рас-
положенной на расстоянии более 200 м от естественных водо-
источников, оборудуют пожарные водопроводы с гидрантами или
пожарными кранами. Пожарные гидранты, устанавливаемые на
водопроводной сети на расстоянии не более 2 м от дороги, дол-
жны быть обеспечены подъездами шириной не менее 2,5 м. Уст-
ройство водопроводной сети или водозаборной площади непо-
средственно на водоисточнике должно обеспечить к началу строи-
тельных работ на площадке возможность пользоваться водой
для целей пожаротушения.
Нормы расхода воды на наружное пожаротушение при строи-
тельстве промышленных, общественных и административных зда-
254
ний в зависимости от пожароопасности размещаемых произ-
водств, степени огнестойкости здании и их строительного объ-
ема принимают по табл. 54.
Таблица 54
Степень огнестой- кости Категории производств по пожарной опасности Pacxoi воды в л/сек на один пожар при объеме зданий в тыс. лг*
до 3 более 3 до 5 более 5 до 20 более 20 до 50 более 50 ло 200 более 200 до 400 более 400
1—11 Г, д, 10 10 10 10 15 20 25
I—II А, Б, В 10 10 15 20 30 35 40
III Г, д 10 10 15 25 — * —
III в 10 15 20 30 — — —
IV—V Г, д 10 15 20 30 — — —
IV—V в 15 20 25 — — — —
Расчетное количество одновременных пожаров на террито-
рии промышленного предприятия следует принимать: один по-
жар при площади территории предприятия менее 150 га\ два по-
жара при площади территории 150 га и более.
Расчетную продолжительность тушения пожара в населен-
ной местности или на строительной площадке принимают 3 ч.
В зависимости от принятого числа одновременных расчетных
пожаров и расхода воды на пожаротушение определяют непри-
косновенный противопожарный запас воды, максимальный срок
восстановления которого для предприятий с производствами ка-
тегорий А, Б и В и населенных мест должен быть не более 24 ч,
а для предприятий с производствами категорий Г и Д — не бо-
лее 36 ч. Если дебит источника водоснабжения недостаточен для
пополнения противопожарного запаса воды в требуемый срок,
время пополнения допускается увеличивать при пропорциональ-
ном увеличении неприкосновенного противопожарного запаса
воды. Величину дополнительного объема этого запаса можно
определить по формуле
AQ =
К
где AQ — дополнительный объем противопожарного запаса во-
ды в м3;
Q — необходимый объем противопожарного запаса воды
при требующейся продолжительности его пополне-
ния в л3;
К — отношение действительного срока пополнения про-
тивопожарного запаса воды к требующемуся.
Пример. Определить необходимый объем противопожарного запаса во-
ды, требуемую продолжительность его пополнения и дополнительный объем
противопожарного запаса воды для наружного пожаротушения при строи-
тельстве промышленного здания объемом 45 000 л3 I степени огнестойкости
при категории производства Б. Дебит источника водоснабжения 2 л/сек.
255
По табл. 54 находим расход воды на тушение пожара строящегося зда-
ния 9=20 л/сек, количество возможных пожаров один. Срок восстановления
запаса воды по нормам принимаем 24 ч. Объем неприкосновенного запаса
воды для пожаротушения равен тому количеству воды, которое непрерывно
подается в течение 3 ч в период наибольшего водопотребления, т. е.
Q = 9Т-3600 = 20-3-3600 = 216000 л, или 216 м3.
Для пополнения этого запаса в течение 24 ч необходимо подавать воды
Q 216 000
Оп= "77=—77—=9000 л/ч = 2,5 л/сек. При дебите источника водоснабже-
24 24
216 000
нпя 2 л!сек водоем можно пополнить водой за т=------ =30 ч.
2•3600
Отношение действительно возможного срока пополнения противопожарного
запаса воды к требующемуся составит
= 1,25.
Дополнительный объем противопожарного запаса воды
Д<2 ----- = 216 —— - = 43 м3.
К 1,25
От водопровода высокого давления по непрорезиненным по-
жарным рукавам длиной 125 м, диаметром 66 мм со спрыском
диаметром 19 мм при расходе каждой струи 5 л!сек свободный
напор должен обеспечить подачу воды на самую высокую точку
самого высокого здания компактной струей высотой не менее
10 м. При системе водопровода низкого давления длину рука-
вов принимают 150 м, а свободный напор — не менее 10 м (на
уровне поверхности грунта). Потери напора в пожарных пе-
прорезинепных рукавах определяют по формуле
h = Kq2,
где h—потери напора на 1 м длины рукава в м;
К — коэффициент, принимаемый для рукавов диаметром
50 мм 0,012, а диаметром 66 мм — 0,00385;
q — производительность пожарной струп в л/сек.
Предприятия, площадь территории которых не превышает
20 га, а также содержащие производства категории В, Г, Д или
отдельные удаленные здания, требующие расход воды на наруж-
ное пожаротушение 20 л/сек и менее, допускается обеспечивать
противопожарным водоснабжением из водоемов или резервуа-
ров, оборудованных подъездами для передвижных пожарных
автомобилей. Противопожарные водохранилища устраивают в
виде открытых и закрытых водоемов-резервуаров, емкость ко-
торых определяют по тем же нормам расхода воды, что и для
водопроводной сети. Минимальная емкость водоемов 50 м3. Ем-
кость открытых водоемов увеличивают на объем, занимаемый
льдом в зимнее время и испаряющимся слоем воды в летнее
256
Таблица 55
Потребное количество первичных пожаротушения средств
Здания, помещения, склады и сооружения Единица измерения химических пен- ных огнетуши- телей (ОП-5) углекислотных огнетушителей (ОУ-2, ОУ-3, УП-ТМ, УП-2) ящиков емко- стью 0,5 м3 с пе- ском и лопатой бочек с водой емкостью 250 л ' и двумя ведрами войлока, или ас- бестовых одеял, или кошм раз- мером 2x2 м.
Строящиеся и реконст- руируемые здания Строительные леса То же Помещения коптор Помещения столярных и деревообделочных це- хов мастерских Закрытые склады лесо- материалов и горючих материалов (пенька, пакля и т. п.) Хозяйственные склады при наличии сгораемых материалов Открытые склады пи- ломатериалов Открытые склады круг- лого леса Закрытые склады не- горючих материалов Тарные хранилища лег- ковоспламеняющихся и горючих жидкостей Склад карбида кальция Склад баллонов со сжатыми, сжиженными и растворенными газами Рабочая площадка для бетонирования ствола вы- сотных железобетонных труб Защитное перекрытие внутри строящегося соо- ружения 200 л/2 пло- щади пола 20 м длины лесов (по этажам) 100 м дли- ны лесов (по эта- жам) 200 ж2 пло- щади пола 100 лА 100 » 100 » 300 ж2 площади склада 500 лА площади склада 400 лА площади пола 50 лА пло- щади пола 100 лА площади иола 200 лА площади пола I1 1’ в I3 I2 I2 1“ р I3 I4 1 3 2 1 1 1 1 1 I6 1 1 1 I2 1 1 1 1 1 1 1 —
257
Продолжение табл. 55
Здания, помещения, склады и сооружения Един нца измерения Потребное количество первичных средств пожаротушения
химических пен- ных огнетуши- телей (О П-5) углекислотных огнетушителей (ОУ-2, ОУ-3, УП-ТМ, У П-2) ящиков емко- стью 0,5 jw3 с пе- с ком и лопатой бочек с водой емкостью 250 л и двумя ведрами войлока, или ас- бестовых одеял, или кошм раз- мером 2x2 м
Люльки агрегата для —— 8 — — — —
строительства градирен (на каждую люльку по 2 шт.) Помещения для храпе- 3 1 3
ния и приготовления ра- бочих составов антикор- розионных и гидроизоля- ционных материалов Открытые стоянки а в- 100 1 I 1
томобилен Газосварочные и элек- 200 1 — 1 — —
тросварочные цехи Дворовая площадка 200 1 — — I —
1 Но не менее двух огнетушителей на этаж.
2 Но не менее двух бочек на этаж.
3 Ио не менее двух огнетушителей на мастерскую или на каждый отдельный склад.
4 То же на каждый склад.
5 Но не менее двух огнетушителей и одного ящика с песком В ящике с песком
должна находиться кошма размером 1,5X1.5 м.
Примечания: 1. Необходимое количество первичных средств пожаротушения
складов и сооружений, не указанных в настоящей таблице, принимают по «Нормам пер-
вичных средств пожаротушения для производственных, складских, общественных и жи-
лых помещений», изданным в 1950 г. б. ГУ ПО МВД СССР.
2. Помимо пожарного оборудования иа территории строительства, складов, временных
зданий в местах, определяемых пожарной охраной, должны быть размещены пожарные
пункты (шкафы, щиты) со следующим минимальным набором пожарного оборудования
(инвентаря): топоры — 2 шт.; ломы и лопаты — 2 шт.; багры — 2 шт.; ведра, окрашенные
в красный цвет, — 2 шт.: огнстуши юли — 2 шт.
время. Водоемы располагают один от другого на расстоянии
200 м при наличии автонасосов, 150 м при наличии мотопомп
высокой производительности (типа ММ-1200) и 100 м при нали-
чии мотопомп малой производительности (типа М-600) или руч-
ных насосов.
Минимальное расстояние от противопожарных водоемов до
зданий I и II степени огнестойкости принимают не менее 10 м,
до зданий III—IV и V степени огнестойкости и открытых скла-
дов сгораемых материалов — не менее 20 м. К водоемам должны
быть устроены тупиковые дороги, заканчивающиеся площадка-
ми (размером 12X12 л) или петлевым тупиковым объездом.
Глубина воды в водоеме должна быть не менее 2,5 м, при
наличии грунтовых вод глубина допускается до 2 zi. Фильтра-
258
ция боды в грунт допускается не более 3—5 см!сутки. Глубина
закрытых водоемов принимается 2—5 м.
Для ликвидации пожара в начале его возникновения при-
меняют первичные средства пожаротушения: химическую пену,
воду из бочек и песок из ящиков, находящихся непосредственно
около здания или сооружения.
Нормы первичных средств пожаротушения для строящихся
и ремонтируемых зданий, сооружений и подсобных помещений
приведены в табл. 55.
ЛИТЕРАТУРА
Алексеев М. В. Предупреждение пожаров от технических причин.
Изд-во МКХ, РСФСР, 1963.
А и а с т а с и е в П. Н., Зеленения й М. М., Фролов Ю. А. Мол-
ниезащита зданий и сооружений. «Энергия», 1966.
Атаев С. С. Механизация транспортно-монтажных работ в крупноэле-
ментном жилищном строительстве. Стройпздат, 1963.
Виноградов Б. В. Безопасность труда и производственная санита-
рия в машиностроении. Машгнз, 1963.
Воронцов Ф. Ф. Выбор сечений проводов и кабелей. Госэнергопз-
дат, 1962.
Временные указания по перевозке унифицированных сборных железобе-
тонных деталей н конструкций промышленного строительства автомобиль-
ным транспортом. Стройпздат, 1966.
Временные указания по проектированию и устройству молниезащиты
зданий и сооружений (СН 305—65). Стройпздат, 1965.
Д а д и о м о в М. С. и П о л л а к С. В. Освещение строительных пло-
щадок. Госэнергопздат, 1962.
Демидов П. Г. Основы горения веществ. Изд-во МКХ РСФСР, 1962
Единые правила безопасности при взрывных работах. «Недра», 1964.
К а пи т о н о в Ю. Д., М а к е е в В. Н„ С а в е л ь е в П. П., проф. В а -
реник Е. И. Технология строительного производства. «Высшая школа»,
1965.
Карпов Ф. Ф., Козлов В. Н. Справочник по расчету проводов и
кабелей. «Энергия», 1964.
Клейн Г. К. Строительная механика сыпучих тел. Госстройиздат, 1956
Королькова В. И. Электробезопасность на промышленных предпри-
ятиях. Оборонгиз, 1962.
К у рек Н. М. Островский М. В. Транспортирование и складирова-
ние сборных железобетонных конструкций. Госстройиздат, 1963.
Лалетпи Н. В. Основания и фундаменты, «Высшая школа», 1964.
Леви С. С., Л е б е д е в Н. Н. Электрооборудование н электроснабже-
ние строительных площадок. «Высшая школа», 1966.
Левин С. В. Механика грунтов. «Недра», 1964.
Лейбфрейд IO. М., Ш в идеи ко В. II. Монтаж строительных кон-
струкций. Стройпздат, 1965.
Маслов Н. Н. и др. Задачник по механике грунтов. «Высшая школа»,
1963.
Монтаж строительных каркасов зданий большого пролета. ЦБТИ Глав-
стальконструкцпн, 1964.
И и к и ф о р о в С. В. Сопротивление материалов, «Высшая школа», 1966.
НИИОМТП. Методические указания по разработке вопросов техники
безопасности и производственной санитарии в проектах организации строи-
тельства и производства работ. Стройпздат, 1966.
Правила устройства и безопасной эксплуатации грузоподъемных кранов.
«Недра», 1964.
Правила устройства электроустановок. «Энергия», 1964.
260
Производство земляных работ в зимних условиях. Госстройиздат, 1961.
Р якин А. И., У р в а н це в Б. А. Строповка грузов Машгиз, 1962.
Соколова А. Д., Коробов В. М., Ходов М. П. Подъемно-транс-
портное и такелажное оборудование для монтажа строительных конструк-
ций. Стройиздат, 1964.
Соловьев Н. В., С грельчу к Н. А., Ермилов П. И., Ка-
йер Б. Л. Основы техники безопасности и противопожарной техники в хи-
мической промышленности, «Химия», 1966.
Справочник монтажника стальных конструкций. Стройиздат, 1959.
Справочник по гидротехнике. Водгео, Стройиздат, 1955.
Справочник по монтажу железобетонных конструкций промышленных
зданий под ред. Калинина Б. 11. Госстройиздат, 1961.
Справочник по специальным работам. Механомонтажные работы в про-
мышленном строительстве. Стройиздат, 1960.
Справочник по специальным работам. Подъемно-транспортное оборудо-
вание для монтажных и специальных работ. Стройиздат, 1964.
Справочное пособие по технике безопасности и производственной сани-
тарии при строительно-монтажных работах под ред. Торопова А. С. Строй-
нздат. 1966.
Справочное пособие по технике безопасности на строительных работах.
Изд-во «Беларусь», 1965.
С те к о льни ков И. С. и др. Грозозащита промышленных сооружений
и зданий. Изд-во АН СССР, 1951.
Стрелецкий Н. С. и др. Металлические конструкции. Стройиздат,
1966.
Технологическая оснастка и средства малой механизации для сборки и
монтажа строительных конструкций промышленных зданий. (Альбом-ката-
лог), Стройиздат, 1966.
Токарев К. К., Демат М. П. Такелажные работы при монтаже обо-
рудования промышленных предприятий. Госстройиздат. 1963.
Указания по проектированию бытовых зданий и помещений, пунктов пи-
тания и здравпунктов строительно-монтажных организаций (СН 276—64), 1966.
Яценко А. Е., Стронгин И. Я. Монтаж стеновых ограждающих
конструкций промышленных зданий. Стройиздат, 1965.
Госстрой СССР. Харьковский Промстройпиппроект. Технологическая ос-
настка и средства малой механизации для сборки монтажа строительных кон-
струкций промышленных сооружений. Стройпздат, 1966.
Стр.
С О Д Е Р ж А Н И Е
Введение ............................................................ 3
I. Мероприятия по охране труда при организации работ на строи-
тельной площадке ................................................ 5
1 Основные мероприятия по охране труда при организации строи-
тельных работ ................................................... 5
2 Санитарно-гигиеническое и бытовое обслуживание рабочих .... 7
3 . Искусственное освещение рабочих мест и строительных пло-
щадок . .. ..................................................... 11
4 . Организация транспорта и складского хозяйства ............. 27
11. Земляные работы ............................................. 30
1 Общие вопросы безопасности при разработке грунтов ............ 30
2. Расчет устойчивости откосов ................................. 33
3. Расчеты креплений стенок траншей и котлованов ............... 40
4. Особенности разработки мерзлых грунтов ..................... 51
III. Электробезопасность на строительной площадке ................ 54
1. Общие положения элскт робезопасиости на строительной пло-
щадке .......................................................... 51
2. Указания по устройству электрических сетей ................ 63
3. Выбор сечений проводов и кабелей .......................... 70
4. Заземляющие устройства электроустановок ................. 82
IV. Молниезащита строительных объектов .......................... 91
1 Общие положения .............................................. 91
2. Защита от прямого удара молнии .............................. 94
3. Защита от заноса высоких потенциалов ....................... 102
4. Заземляющие устройства молниеотводов ....................... 103
V. Строительные леса .. ....................................... 106
1. Поверочный расчет лесов конструкции ВНИОМС................. 107
2. Поверочный расчет лесов конструкции Ленпромстроя (Пром-
стройпроекта) ................................................. 128
3. Расчет подвесных струнных лесов ............................ 137
VI. Такелажные приспособления и оборудование .................... 143
1. Подбор канатов и стропов ...'............................... 144
2. Расчет якорей .............................................. 150
3. Расчет элементов грузозахватных устройств .................. 160
4. Расчет и конструирование траверс ........................... 165
VII. Грузоподъемные устройства и механизмы ........................ 170
1. Расчет грузоподъемных устройств ............................ 170
2. Расчет устойчивости грузоподъемных механизмов .............. 190
VIII. Выбор рабочих параметров монтажных кранов.................... 200
1. Определение необходимой высоты подъема крюка крапа ......... 203
2. Определение требуемой грузоподъемности крапа ............... 204
3. Определение необходимой длины стрелы крана, закрепленной
262
Стр.
ниже уровня монтажных отметок, при движении крапа парал-
лельно фронту монтируемых конструкций ................. ... 201
4. Определение необходимей длины стрелы крапа, закрепленной
ниже уровня монтажных отметок, при движении крапа по оси
вдоль направления монтажа .................................... 209
5. Выбор крана с фиксированным углом наклона стрелы, закреплен-
ной ниже уровня монтажных отметок............................ 217
6. Выбор крана при закреплении стрелы выше уровня монтажных
отметок ..................................................... 21$)
7. Определение возможности монтажа из условия касания стрелы
крана монтируемой конструкции................................. 219
IX. Безопасность при транспортировании и монтаже строительных
конструкций ...................................................... 220
1. Транспортные нагрузки при перевозках ...................... 220
2. Особенности строповки строительных конструкций ............ 227
3. Расчет и конструирование временных монтажных опор ......... 231
X. Противопожарные мероприятия .............................. 236
1. Противопожарные требования при организации строительной
площадки .................................................. 236
2. Пожароопасность электроустройств и меры профилактики .... 243
3 Хранение огнеопасных материалов па строительной площадке . . 248
4. Средства пожаротушения .................................... 253
Литература ....................................................... 260
Золотницкий Николай Дмитриевич и др.
ИНЖЕНЕРНЫЕ РЕШЕНИЯ ПО ТЕХНИКЕ БЕЗОПАСНОСТИ
В СТРОИТЕЛЬСТВЕ
Научный редактор—Л. Я. Клутс
* * *
Сюойиздат
Москва, К-31, Кузнецкий мост, д- 9
* * *
Редактор издательства Л. Н. Зворыкина
Внешнее оформление художника И. И. Карпикова
Технический редактор Н. В. Шерстнева
Корректоры Г. Морозовская, Л. П. Бирюкова
Сдано в набор 13/VIII—1968 г. Подписано к печати 3/11-1969 г.
Т-02170. Бумага 60x90l/Jf>—8,25 бум. л.—16,5 печ. л. (16,5 уч.-изд. л.)
Тираж 50 000 экз. Изд. № AVI-595. Зак. № 979. Цена 98 кон.
Владимирская типография Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров СССР
Гор. Владимир, ул. Победы, д. 18-6