Портальная опора 500кВ

Портальная опора 500кВ

1. Классификация опор

.1 Общие сведения

Стальные опоры, применяемые на линиях электропередачи напряжением 35 кВ и выше, по конструктивному решению ствола и в зависимости от способа подвески проводов делятся на:

)опоры промежуточные, на которых провода закрепляются в поддерживающих зажимах;

)опоры анкерного типа, служащие для натяжения проводов.

По конструктивному решению ствола опоры могут быть отнесены к двум основным схемам - башенным или одностоечным; портальным,а по способу закрепления на фундаментах - к свободностоящим опорам на оттяжках.

Портальные опоры относятся к группе промежуточных опор и бывают: а) прямые; б) угловые.

По количеству цепей, как правило, опоры бывают одноцепные, двухцепные и многоцепные, по материалу изготовления - железобетонные, металлические (стальные, редко из алюминиевых сплавов) и деревянные.

При строительстве ВЛ применяются, как правило, унифицированные опоры, т. е. опоры, изготовляемые для линий заданного номинального напряжения и рассчитанные на применение тех или иных проводов и тросов в определенных климатических условиях. Перечень утвержденных унифицированных опор является обязательным для применения при проектировании всех линий электропередачи. Если при проектировании данной ВЛ требуется разработка индивидуальных конструкций опор, то это должно быть в каждом отдельном случае обосновано соответствующими технико-экономическими расчетами.

Конструкции унифицированных опор и фундаментов удовлетворяют требованиям действующих «Правил устройства электроустановок» и СНиП. Расстояния на опорах между проводами и между проводами и тросами удовлетворяют условиям сооружения ВЛ в районах с умеренной пляской проводов. Для районов с частой и интенсивной пляской используются специальные опоры. Расчеты опор выполнены по методу предельных состояний для III района по ветру и I-IV районов по гололеду. Опоры для горных районов рассчитаны на ветровые нагрузки, соответствующие V ветровому району (ветровой напор 80 дН/м²). Как правило, анкерно-угловые опоры рассчитаны на угол поворота до 60°. Ограничения углов поворота в отдельных случаях указаны на монтажных схемах и в пояснительных записках соответствующих проектов. Значения предельных углов поворота на промежуточно-угловых опорах указаны на монтажных схемах опор и в пояснительных записках. Стальные анкерно-угловые опоры применяются также в качестве концевых. Допускаемые углы поворота на концевых опорах указаны на монтажных схемах опор. Все промежуточные и промежуточно-угловые опоры рассчитаны на подвеску проводов в глухих зажимах. Для повышения опор применяются подставки. Подставки для промежуточных стальных опор 35 кВ не разрабатывались, так как вместо повышенных опор 35 кВ рекомендуется применять опоры 110 кВ.

Принято, что обозначение опор отражает следующие признаки: вид опоры, обозначаемый буквами: П - промежуточная, У - угловая и анкерно-угловая, С - специальная (ответвительная, транспозиционная, повышенная и т.п.); материал опоры, обозначаемый буквами: Б - железобетон, Д - дерево, для металлических опор буквенное обозначение материала опускается; напряжение, обозначаемое цифрами 35, 110 и т. д.

Указанные буквы и цифры составляют первую часть обозначения, после которой через дефис пишется порядковый номер опоры, причем одноцепные опоры обозначаются нечетными числами, а двухцепные - четными.

1.2 Железобетонные опоры

Совместная работа бетона и стали в железобетонные конструкциях обусловлена следующими их свойствами.

Бетон при твердении прочно скрепляется с арматурой за счет сил склеивания цементного клея и трения, вызванных усадкой бетона при твердении, в результате чего происходит обжатие стержней арматуры бетоном. Вследствие этого при воздействии внешних усилий оба материала работают совместно и смежные участки бетона и стали получают одинаковые деформации. При растяжении стальная арматура воспринимает основные усилия, приложенные к конструкции, так как бетон на растяжение работает плохо.

Сталь и бетон имеют примерно одинаковые коэффициенты температурного расширения, что исключает появление внутренних напряжений в железобетоне при изменениях наружной температуры. Бетон является надежной защитой стальной арматуры при резких изменениях температуры и, воспринимая сжимающие напряжения, одновременно предохраняет заключенную в нем арматуру от соприкосновения с воздухом, а следовательно, и от коррозии. Эти особенности совместной работы бетона и стали и являются основными для всех железобетонных конструкций и опор ВЛ в частности.

Нижняя часть стойки свободностоящей железобетонной опоры (на 0,5 м выше поверхности земли и на 0,5 м ниже поверхности земли) подвержена частому увлажнению и высыханию, многократному замораживанию и оттаиванию, в большинстве случаев она находится в насыщенном водой состоянии.

Нагрузки, воздействующие на опоры, очень часто изменяются по величине и направлению. Резкие изменения величин и направлений нагрузок ведут к появлению трещин в железобетонных стойках с ненапряженной арматурой. Основными мероприятиями по улучшению работы опор и увеличению их долговечности являются применение плот-го бетона, изготовленного методом центрифугирования с применением заполнителей высокого качества, и предварительное напряжение арматуры.

По конструктивному исполнению железобетонные опоры делятся на одностоечные и портальные свободностоящие опоры и опоры на оттяжках. Центрифугированные железобетонные стойки рассчитаны по методу предельных состояний. Стойки армированы предварительно-напряженной арматурой. Вибрированные стойки не имеют пустот в комлевой части.

Для подъема вибрированных стоек предусмотрены монтажные петли; подъем, погрузка и разгрузка центрифугированных стоек должны производиться при помощи инвентарной траверсы.

Изготовление центрифугированных стоек должно производиться в соответствии с техническими условиями на их изготовление. Марка бетона по прочности на сжатие для стоек указывается в проектах и обычно принимается 400 - 500. Марка бетона по водонепроницаемости центрифугированных стоек В-6, а вибрированных В-4. Марка бетона всех стоек по морозостойкости Мрз 150. Конические стойки свободностоящих опор выпускаются заводами вместе с подпятниками. Подпятники выполняются из вибрированного бетона марки по прочности на сжатие 200.

Подпятник приваривается на заводе к нижнему торцу готовой стоики через закладные детали.

Промежуточные опоры ПО-220 кВ представляют собой свободностоящие железобетонные полые стойки с закрепленными на них металлическими траверсами. На опорах некоторых типов дополнительно устанавливается тросостойка для крепления грозозащитного троса. Опоры устанавливаются в сверленые цилиндрические котлованы диаметром 650-850 мм и глубиной 3,0 м с последующим заполнением пазух гравийно-песчаной смесью. Для обеспечения требуемой прочности заделки опор в слабых грунтах устанавливаются ригели, закрепляемые на стойках с помощью полухомутов.

Рис.1 Стойка железобетонной опоры:

а - стойка; б - разрез стойки; в - развертка армирования

Железобетонные опоры состоят из стоек, траверс и тросостойки. Стойки опор изготавливаются в виде предварительно-напряженных железобетонных конических и цилиндрических труб длиной 22,6 и 26 м, диаметром соответственно 560 и 650 мм.

Грунтовые воды, попадая внутрь стойки, могут привести к разрушению стойки при замерзании воды. Для защиты от попадания воды внутрь стойки устанавливается подпятник, который, кроме того, увеличивает площадь торца стойки и снижает удельное давление опоры на грунт. Для защиты от агрессивных грунтовых вод производится гидроизоляция нижней части высотой 3,2 м наружной поверхности стойки.

Траверсы болтовой конструкции изготовляются с учетом возможности их оцинковки. Разрешается окраска траверс суриком на натуральной олифе. Крепление траверс к стойке осуществляется при помощи сквозных болтов. Для крепления траверс болтами в верхней части стойки (при изготовлении арматурного каркаса) закладываются отрезки стальных труб или короба, сваренные из уголков. Тросостойки имеют сварную конструкцию и крепятся к стойке с помощью хомута.

На тросостойках опор 220 кВ и выше предусмотрена возможность установки специальной конструкции для подвески грозозащитного троса на изоляторах.

В последние годы разработана и выпускается новая центрифугированная \

цилиндрическая железобетонная стойка диаметром 800 мм, длиной 20 м, имеющая более высокую несущую способность, чем стойка диаметром 650 мм. На базе этой стойки

созданы анкерно-угловые свободностоящие опоры 110-330 кВ. Эти опоры позволяют заменить применявшиеся ранее для указанных целей металлические опоры. Разработка железобетонной стойки с наружным диаметром 800 мм позволила создать железобетонную свободностоящую промежуточную портальную опору с внутренними связями для сооружения ВЛ. Каждая стойка такой опоры состоит из двух железобетонных труби по 20 м, соединенных фланцами. Общая высота опоры 40м. Нижние концы стоек закрепляются в сверленые котлованы глубиной 4,5 м.

Рис.2 Железобетонная свободностоящая опора ВЛ 330 кВ с внутренними связями

1.3 Металлические опоры

На линиях 330 и 500 кВ железобетонные опоры с оттяжками широкого распространения не получили, так как монтаж их сложен. Для их установки необходимы значительные площади земли, что не всегда осуществимо при прохождении ВЛ по пахотным землям, садам и виноградникам. Это послужило основной причиной широкого применения для этих линий свободностоящих портальных опор с металлической траверсой. Для закрепления опор такого типа в слабых грунтах требуется большое количество ригелей или установка внутренних крестовых металлических связей между стойками, так как крестовые связи значительно уменьшают изгибающие моменты на уровне заделки опоры в грунт. Устройство крестовых связей экономичнее установки ригелей, а поэтому эти опоры выпускаются с крестовыми связями. Металлическая траверса такой опоры состоит из двух металлических консолей и средней балочной части.

Одностоечные опоры делятся на узкобазые и широкобазые, что определяется размерами низа опоры. Широкобазыми называют опоры, имеющие размеры стойки по низу более 2,6-2,7м, так как максимальный поперечный размер железнодорожного вагона 2,71 м. Секции опор большего размера должны быть разборными. Расположение проводов на одностоечных одноцепных опорах принято по вершинам треугольников, а на портальных - горизонтальное.

Все металлические опоры состоят из следующих основных конструктивных элементов - стойки (или двух стоек), траверс и тросостоек, а опоры с оттяжками имеют, еще тросовые или изготовленные из круглой стали оттяжки.

Рис.3 Стойки: а -свобдностоящая одноцепная; б - одноцепная на оттяжках; в - свободы стоящая двухцепная; г - анкерно-угловая с двумя тросами; д - анкерно-угловая с одним тросом

Стойка является основным конструктивным элементом опоры; она воспринимает всю внешнюю нагрузку от веса проводов и тросов, от ветра и гололеда и передает их на фундамент. Стойка опоры представляет собой решетчатую пространственную конструкцию прямоугольного или квадратного сечения. Для свободностоящих опор размеры ее, как правило, уменьшаются от низа к верху. Стойка состоит: из четырех основных стержней, называемых поясами и воспринимающих большую часть нагрузки; системы вспомогательных стержней, называемых раскосами, образующих грани стойки и связывающих пояса; нескольких в зависимости от высоты опоры горизонтальных связей, располагаемых в поперечных сечениях стойки и называемых диафрагмами. Места соединения поясов между собой, диафрагм с поясами и раскосов с поясами называют узлами.

Траверсы свободностоящих опор крепятся к стойке опоры и предназначаются для крепления с помощью гирлянд изоляторов на заданных расстояниях от стойки опоры и земли. Траверсы одностоечных опор выполняются в виде пространственных конструкций треугольной формы, изготавливаемых из уголков, а иногда из швеллеров. Тросостойки для крепления грозозащитного троса крепятся к стойке опоры в самом верху опоры. Тросостойки выполняются часто в виде четырехгранной пирамиды из швеллеров или уголков и являются продолжением стойки.

Тросостойки для крепления грозозащитного троса крепятся к стойке опоры в самом верху опоры. Тросостойки выполняются часто в виде четырехгранной пирамиды из швеллеров или уголков и являются продолжением стойки.

Нижние секции широкобазых опор собирают из отдельных элементов на болтах, верхние секции сварные. Опоры предназначены для установки в I-IV районах по гололеду с расчетной скоростью ветра до 30 м/с.

В одноболтовых соединениях элементов опор минимальное расстояние от центра болта до края элемента должно быть не менее 1,25 диаметра отверстия для болта. Как правило, отверстия высверливают или прокалывают с последующей рассверловкой. Образование отверстий прокалыванием на полный диаметр допускается в элементах толщиной не более 12 мм из стали СтЗ и 10 мм - из низколегированных сталей. Для элементов с проколотыми отверни, работающих на растяжение, расчетное сопротивление понижается на 10 %.

Применение болтов, имеющих различный диаметр по длине ненарезной части в соединениях, где болты работают на срез, не допускается. Для болтов, работающих на срез, разница диаметра отверстия и оминального диаметра болта должна составлять не более 1,5 мм без положительных допусков на диаметр отверстия при диаметре болтов 20 мм и выше и не более 1 мм при диаметре менее 20 мм.

Доставка металлоконструкций опор на трассу должна производиться

комплектно. При сборке опор установка в несовмещенные отверстия болтов меньшего диаметра не допускается, нарезная часть болта не должна находиться в теле соединяемых элементов. Для плотной посадки пят опоры на фундаменты разрешена установка между пятой опоры и верхней плоскостью фундамента до четырех прокладок общей толщиной до 40 мм. Площадь и конфигурация прокладок определяются проектной организацией.

Рис.4 Металлические опоры 500 кВ:

а. - промежуточная на оттяжках; б - промежуточная свободностоящая

Сварка элементов опор производится электродами марки Э-42 или равноценными. Для защиты от коррозии сваренные секции и детали опор на заводе грунтуются и окрашиваются 1 раз. Качество окраски в значительной мере зависит от качества материалов, тщательности очистки окрашиваемых поверхностей и выполнения самих операций грунтовки и окраски. Грунтовка и окраска опор производятся масляной краской из железного сурика и олифы или специально выпускаемыми промышленностью готовыми грунтами и красками. Даже хорошо выполненное покрытие опор защищает их от коррозии не более чем на 5-7 лет, после чего установленные опоры приходится окрашивать вновь.

Более надежная защита опор от коррозии производится путем горячего оцинкования. Оцинкование сварных секций опор связано с большими технологическими трудностями, так как требуются тщательная очистка поверхностей путем погружения секций в травильные ванны, промывка секций в ваннах с проточной горячей водой, тщательная зачистка сварных швов, причем, несмотря на зачистку, швы оцинковываются плохо, и, наконец, требуются большие ванны, содержащие 300-500 т цинка и 1500-2000 т свинца. Поэтому оцинкование сварных секций опор производится редко.

Для сборки опор на линии используются болты с шестигранной головкой нормальной точности с крупным шагом нарезки, шестигранные гайки нормальной точности и круглые шайбы.

Как уже было сказано, область применения металлических опор практически не ограничена. Для перехода через большие реки ВЛ НО кВ и выше сооружены опоры высотой 100-150 м и более. Такие опоры изготавливаются из легированных сталей прокатных профилей или труб. Для удобства сборки опор при проектировании производится разбивка всей конструкции на удобные для транспортирования части (детали). Каждая часть опоры имеет обозначение, называемое маркой или отправочной маркой. Чертежи отправочных марок комплектуются в отправочный альбом, которым пользуются при комплектовании опор на трассе. По количеству отправляемых с завода деталей и частей опоры определяется степень ее заводской готовности и характеризуется объем работ, выполняемых на трассе линии.

.4 Деревянные опоры

Деревянные опоры разработаны для ВЛ 35-220 кВ, а также для ВЛ 0,38-220 кВ. Для крепления тросов на опоре используются дополнительные тросостойки или стойки опор без тросов с траверсами, опущенными на 2 м. Промежуточные опоры рассчианы на подвеску проводов в глухих зажимах. Угловые и анкерные опоры рассчитаны на обрыв одного или оводов. Промежуточные опоры имеют вид П-образного портала, поперечная жесткость которого при подвеске проводов AC95/16 и более обеспечивается ветровыми связями; анкерно-угловые опоры - АП-образные. Для изготовления опор применяется сосна не ниже II сорта, пропитанная заводским способом, или лиственница с минимальным количеством врубок.

Конусность бревен от комля к верхнему отрубу (сбег) принята 8 мм на 1 м длины. При получении пропитанных деталей опор обращается внимание на соответствие их проекту, а также на качество пропитки. Глубина проникновения антисептика в заболонь должна быть не менее 85 % толщины заболони, но не менее 20 мм, а в обнаженную ядровую древесину - не менее 5 мм при сухой древесине и не менее 10 мм - при сырой. Качество пропитки должно быть подтверждено актами технического контроля мачтопропиточного завода. Дополнительная проверка качества пропитки производится путем поперечного среза бревна взятия проб специальным буравом. Отклонения от проектных размеров деталей опоры не должны превышать по длине 1 см на 1 м, по диаметру: для стоек - 1-+2 см, траверс +2 см.

Расчеты показывают, что общая высота деревянной опоры должна быть не менее 5-6 м для ВЛ 35 - 110 кВ и 17 - 18 м для ВЛ 220 кВ, поэтому стойки опор, как правило, приходится делать составными, применяя пасынки длиной 6,5 м и стойки длиной 11 м для опор 35-110 кВ и 13 м для опор 220 кВ.

Наиболее подвержена загниванию подземная часть опоры. Наличие отдельного пасынка значительно облегчает замену этих частей опоры, что является большим преимуществом при эксплуатации ВЛ.

Для портальных опор применение железобетонных пасынков экономически нецелесообразно, так как стоимость опоры в этом случае приближается к стоимости одностоечной железобетонной опоры. Для этих опор целесообразно применять деревянные пасынки с хорошей заводской пропиткой. Поэтому унифицированные П- и АП-образные опоры ВЛ 35-220 кВ предусмотрены только на деревянных пасынках. Для одностоечных опор 0,38 и 6-10 кВ в некоторых случаях целесообразно применять железобетонные пасынки.

Соединения элементов опоры производятся болтами и другими металлическими деталями. Ранее для обеспечения плотности при соединении элементов опоры широко применялись врубки. Однако опыт эксплуатации показал, что врубки ослабляют элементы опоры и являются очагами загнивания. Поэтому в унифицированных опорах врубки как правило, исключены и плотность соединения достигается в результате применения специальных металлических деталей (прокладок). Преимуществом такого соединения является также уменьшение переходного электрического сопротивления между деталями опор, что, в свою очерет уменьшает опасность местного нагрева древесины от токов утечки и возгорания опоры.

Для подтяжки элементов при усыхании древесины необходимо, чтобы болты имели достаточный запас резьбы. Во избежание смятия дерева под головки болтов и гайки подкладываются квадратные шайбы. Для присоединения гирлянд изоляторов и тросов применяются крюки и другие металлические детали (хомуты, траверсы, угольник и т. п.), крепящиеся к опоре при помощи болтов. Все металлические детали опор называют поковками.

П-образные промежуточные опоры. В I-IV районах по гололеду опора усилена крестообразной связью из двух раскосов, что примерно в 2 раза повышает несущую способность опоры в отношении нагрузок в направлении поперек линии. К низу пасынков крепятся ригели, создающие необходимую устойчивость опоры в грунте. Расстояние между проводами принято 3 м для опор 35 кВ и 4 м для опор 110 кВ. Опоры ВЛ ПО кВ с цельной стойкой изготавливаются из бревен длиной 16 м. Преимуществом такой опоры является значительное сокращение трудозатрат и расхода металла для сборки опоры. Раскосы для опор всех типов приняты одинаковыми: длиной 6,5 м и диаметром 16 см.

Ригели при закреплении в среднем грунте также все одинаковы: длина 0,6 м и диаметр 24 см. Все опоры рассчитаны на нормативную скорость ветра 30 м/с и крепление проводов в глухих зажимах.

Аналогичные опоры с крестовой связью применяются для ВЛ 220 кВ. В отличие от опоры 110 кВ для стойки опоры 220 кВ используются бревна длиной 13 м, а для траверсы - бревна длиной 11 м. Ввиду больших нагрузок, действующих на провода, траверса выполняется из двух бревен, расположенных по обеим сторонам стойки.

Все рассмотренные выше опоры устанавливаются в котлованы, которые затем засыпаются и утрамбовываются. Для исключения трудоемких земляных работ в ряде случаев в слабых и средних грунтах применяются опоры на сваях-пасынках, которые погружаются в грунт специальными механизмами.

Рис. 5. П-образная опора с одиночными пасынками:

- траверса; 2 - раскосы; 3 - стойки; 4 - пасынки; 5 - ригели; 6 - бандажи

Рис.6

Испытания деревянных опор показали большое влияние жесткости их заделки в грунт на распределение нагрузок между стойками опоры. Так, для опоры, установленной в засыпанном грунтом котловане с тщательной его трамбовкой, сжатая стойка оказалась нагруженной на уровне земли в 2,36 раза больше, чем растянутая. Для опоры, жестко заделанной в грунте (путем засыпки котлована песчано-цементной смесью), это соотношение было близко к единице. Это обстоятельство показывает преимущество свай-пасынков, которые практически обеспечивают одинаковую нагрузку обеих стоек опоры.

Рис. 7 П-образная опора 110 кВ на сваях-пасынка

Рис. 8 АП-образная опора:

траверса; 2 - стойки; 3, 4 - раскосы; 5 -А-образная ферма; 6 - накладки; пасынок

АП-образные анкерно-угловые опоры. На рис. показана анкерно-угловая опора 35-11О кВ, состоящая из двух А-образных ферм. Ноги опоры составные: стойка длиной 9 м соединена двумя накладками с пасынком длиной 7 м. Стойки имеют в верхней части специальную затеску, позволяющую образовать А-образное соединение болтами. Траверса опоры длиной 11 м находится внутри угла, образуемого стойками, и крепится к ним при помощи специальных деревянных деталей, называемых подтраверсными брусьями, и металлических деталей. В плоскости П обе фермы связаны раскосами, воспринимающими растягивающие усилия от воздействия ветра на провода и тяжения проводов (на угловых опорах), и двумя поперечинами, состоящими каждая из двух бревен. Присоединение раскосов к стойкам и пасынкам производится при помощи металлических деталей, а крепление поперечин - болтами. В плоcкоси А фермы связаны двумя горизонтальными поперечинами из одиночных бревен.

Анкерно-угловая тросовая опора 35-110 кВ отличается от ранее описанной наличием дополнительной тросовой траверсы, крепящейся к специальным металлическим деталям в верхней части А-образных ферм. Кроме того, тросовая траверса присоединяется к основной траверсе двумя тягами из круглой стали.

Согласно стандарту на бревна из хвойных пород круглые бревна, идущие на изготовление деталей деревянных опор, имеют сортамент, приведенный в табл. 2.3.

Детали опор должны удовлетворять следующим основным условиям. Односторонняя кривизна допускается в бревнах толщиной менее 26 см 1,5 % длины бревна, а в бревнах толщиной более 26 см 2%. Разносторонняя кривизна допускается в размере половины нормы для односторонней. Сучки табачные не допускаются, остальные сучки не нормируются.

.5 Линейные изоляторы

Провода ВЛ 0,38; 6; 10; 20 и 35 кВ крепятся на опорах штыревым изоляторам из стекла или фарфора. Подвеска проводов ВЛ более высокого напряжения осуществляется с помощью гирлянд подвесных изоляторов. Фарфор и стекло обладают высокими диэлектрическими свойствами и долговечностью при работе в открытой атмосфере. Объемное удельное сопротивление этих материалов при 20 °С на промышленной частоте составляет 1011-1014 Ом-см. Электрическая прочность стекла и фарфора находится в пределах от 25 до 50 кВ/мм.

Для ВЛ 0,38 кВ широко применяются фарфоровые изоляторы ТФ и стеклянные изоляторы НС. Штыревые изоляторы крепятся к опорам штырями или крюками, с использованием пластмассовых (полиэтиленовых) колпачков на резьбе, отформованной на поверхности внутренней конической полости изолятора.

Для ВЛ 6-35 кВ применяются штыревые изоляторы из фарфора или стекла, состоящие, как правило, из одной формованной детали. Фарфоровые изоляторы для ВЛ 35 кВ состоят из двух изолирующих элементов, армируемых цементной связкой. Это позволяет упростить технологию формовки и обжига изолятора в производстве. Для ВЛ 6-10 кВ штыревые изоляторы из стекла выпускаются двух исполнений-для нормальной и загрязненной атмосферы с увеличенной длиной пути утечки.

Кратчайшее расстояние по поверхности изолятора от места крепления к нему провода до крюка или штыря, на котором закреплен изолятор, определяется как длина пути утечки тока штыревого изолятора, и от этой величины зависит надежность работы изоляции при загрязнении и увлажнении.

Изоляторы ВЛ видоизменялись и совершенствовались с развитием техники ВЛ и повышением номинальных напряжений линий.

При повышении напряжения ВЛ и увеличении механических нагрузок на изоляцию от массы и тяжения проводов от штыревых изоляторов опорного типа перешли к применению подвесных изоляторов, набираемых в гирлянды в количестве, зависящем от уровня напряжения линии и степени загрязненности атмосферы. Такой изолятор состоит из изолирующей детали в виде тела вращения с ребрами и внутренней полостью цилиндрической или конической формы. В полости изолирующей детали устанавливается стальной стержень изолятора в форме пестика с двумя головками, закрепляемый цементным раствором. С другой стороны на выступе изоляционной детали армируется цементным раствором шапка изолятора из ковкого чугуна со сферическим шарнирным сопряжением, размеры которого соответствуют международному стандарту. Головка стержня изолятора выполнена со сферической поверхностью, сопрягаемой с соответствующей поверхностью в гнезде шапки изолятора. От расцепления сферический шарнир изоляторов запирается замком М-образной или шплинто-образной формы (рис. 4.9). Размеры замков также определяются международным стандартом.

Изолятор в гирлянде находится под действием растягивающих механических нагрузок Р, приложенных к шапке изолятора и стержню, соединенным изолирующей деталью, армированной цементом.

Нагрузка Р раскладывается по закону клина и передается распределено по конической поверхности стержня через блок цемента и изолирующего элемента (тарелки) на внутреннюю коническую поверхность шапки изолятора, при этом изолирующий элемент подвесного изолятора в блоке цемента подвергается действию сжимающих нагрузок. Фарфор и стекло хорошо работают при воздействии сжимающих нагрузок, и такое приложение нагрузок к изолирующей детали в силовом узле изолятора обеспечивает надежную работу конструкции в эксплуатации. Прочное соединение металлических деталей подвесного изолятора с изоляционной деталью достигается за счет конической формы сопрягаемых частей шапки, изоляционной детали и стержня изолятора, при этом цементная связка изолятора также работает на сжатие. Изоляторы могут быть более компактными при использовании арочной заделки деталей изолятора, при этом в узле заделки цементная связка работает на срез. Изоляторы с арочной формой узла заделки изолирующей детали обладают меньшей массой при меньшей строительной высоте изолятора, и такое конструктивное решение применяется в современных конструкциях изоляторов.

Для ВЛ 35 кВ и выше, как правило, применяются подвесные изоляторы тарелочного типа из фарфора, или закаленного стекла.

При выборе типа изолятора для конкретной ВЛ должны учитываться степень загрязнения атмосферы, характер загрязняющих веществ и климатические условия в районе трассы ВЛ.

Эксплуатационные характеристики изоляторов зависят от аэродинамических характеристик изолирующей детали («тарелки») изолятора. При хорошем обтекании воздушным потоком на изоляторе остается меньше загрязнений, лучше происходит самоочистка изолятора ветром и дождем и не происходит значительного снижения уровня изоляции гирлянды.

Основными характеристиками изолятора являются его гарантированная электромеханическая нагрузка, а также отношение длины пути утечки к строительной высоте изолятора.

Рис. 9 Подвесные тарелочные изоляторы, армированные цементной заделкой:

а - с заделкой «клинового» типа; б, г - распределение усилий в узле заделки; в - с арочной конструкцией армируемой части изолирующей детали; 1 - изолирующая деталь; 2 - стержень; 3 - шапка изолятора; 4 - цементная заделка; 5- замок изолятора; 5 -фарфоровая крошка на наружной и внутренней поверхностях армированной части изолирующей детали изолятора с арочной заделкой, стрелками указаны направления действия сил на элементы

2. Расчет стальной портальной опоры на оттяжках

.1 Расчет нагрузок на опору от проводов и тросов

Расположение проводов на опоре - горизонтальное. По заданному напряжению ЛЭП - 500 кВ выбираем тип опоры - ПБ-2 (табл. 2.1 (Х)). Марка провода будет 3xАС500/64, что соответствует при заданных климатических условиях габаритному пролету 450м (табл.2.1(X)).Ветровой пролёт

 м,

а весовой пролет

м, где .

Находим стрелу провеса провода

,

где  - габаритная длинна пролета, м;

 - удельная нагрузка в рассматриваемом режиме,  (берется в режиме без гололеда,при среднегодовой температуре) , (табл. 2.2 (Х));

 - допускаемое напряжение в рассматриваемом режиме,  (табл. 2.2 (Х)).

 м

Для данного напряжения принимаем изолятор типа ПС 120 - А, причем длина гирлянды изоляторов с арматурой составляет S=4,5 м (табл. 2.3 (Х)).

Высота крепления гирлянд изоляторов к траверсе составляет Н=27 м, а полная высота опоры

 м (табл. 2.1 (Х)).

Высота подвеса проводов

 м

Высота центра тяжести проводов

,

 м

Найдем высоту центра тяжести троса:

Стрела провеса троса

 м

Высота центра тяжести троса:

,

м

Следовательно,

 м

Нормативный скоростной напор для проводов при  м находим по формуле:

,

где q - нормативный скоростной напор на высоте 15 м (табл. 2.4(Х));

n - Коэффициент увеличения скоростных напоров на высоте (табл. 2.5 (Х))

q=80

n=1.27(для провода)

n=1.35(для троса)

для провода

Для троса                                                          

Определяем расчетные нагрузки на опору от проводов и тросов

.        Масса провода данной марки  (табл. 2.7 (Х))

Нагрузка от собственного веса провода

,

Нормативная вертикальная нагрузка от собственного веса провода на опору

, даН

2.      Нормативная нагрузка от веса гололеда на проводах

, даН

где  - нормативная нагрузка от веса гололедных отложений на 1 м провода;

, ,

где с - толщина гололедных отложений, с = 25 мм (табл. 2.6 (Х));

d - диаметр провода, d = 30,6 мм (табл. 2.7 (Х))

 - удельный вес льда,

. Нормативная горизонтальная нагрузка от давления ветра на провода:

·  При отсутствии гололеда

, даН

где  - нормативная нагрузка от давления ветра на 1 м провода.

,

где  - нормативный скоростной напор ветра на провода

;

 - коэффициент, учитывающий влияние длины пролета на ветровую нагрузку, равный при длине пролета более 250 м - 1 (табл. 2.8 (Х));       

 - коэффициент лобового сопротивления (табл. 2.8 (Х))

=1.1

d - диаметр провода;

 - угол между направлением ветра и проводами воздушной линии;

 - коэффициент неравномерности распределения ветра по длине пролета,

=0,7(табл. 2.8 (Х))

Направление ветра перпендикулярно линии электропередачи:  = 90,

·      С гололедом

,

где  - нормативное давление ветра на 1 м провода

,

где С - толщина стенки гололеда

Берется  часть всего ветрового напора

3.      Нагрузка от тяжения проводов

где F - площадь поперечного сечения провода, F = 553.5 мм (табл. 2.7 (Х));

 - напряжение в проводе при среднегодовой температуре, =8.1  (табл. 2.2 (Х))

Нормативная нагрузка по аварийному режиму

где b - коэффициент нормативной нагрузки (выбирается в зависимости от сечения провода) b = 0,4 (табл. 2.9)

С учетом понижающего коэффициента К, равного при расщеплении фазы на 3 провода, 0,7 (табл. 2.9 (Х)).

.        Для данного напряжения линии применяется трос марки С - 70 массой G=1,685 , площадь поперечного сечения равна 197,29 мм, диаметр - 18,5 мм. Расчет троса выполняется аналогично расчету провода

Нагрузка от собственного веса троса:

Нормативная вертикальная нагрузка от собственного веса

5.                                                                                                    нормативная нагрузка от веса гололеда на тросах

6.                                                                                                    Нормативная горизонтальная нагрузка от давления ветра на трос

·  При отсутствии гололеда

·        С гололедом

7.                                                                                                    Нагрузки от тяжести троса

где F - площадь поперечного сечения троса, мм, F = 141 мм;

 - напряжение в тросе при наибольшей нагрузке и низшей температуре, =62  (табл. 2.2 (Х)).

При аварийном режиме

С учетом понижающего коэффициента сочетания - 0.8

8.                                                                                                    Масса выбранного ранее изолятора ПС 120 - А равна вместе с массой арматуры m = 185,5 кг. (Табл. 2.3 (Х)).

Следовательно, вес гирлянды, состоящей из 17 тарелок составляет 185,5 даН.

Расчетные нагрузки на опору от проводов и тросов сведены в таблицу 1 с учетом коэффициентов сочетания, перегрузки и с учетом количества проводов в фазе (табл. 2.11 (Х)).

Таблица 1

Расчетные нагрузки на опору от проводов и тросов

Вес гирлянды изоляторов                203,5

2.2 Расчет ветровой нагрузки на конструкцию опоры

Производим расчет ветровой нагрузки на конструкцию опоры в соответствии с указаниями СНиП 11-6-76 (нормы проектирования нагрузки и воздействия). Ветер перпендикулярен оси линии.

Расчетная ветровая нагрузка находится с учетом коэффициента динамичности , учитывающего порывы ветра, и с коэффициентом перегрузки m (при ветре без гололеда). Принимаем  =1,65; m=1,2 (для опор на оттяжках). Нагрузки определяют на одну тросостойку, одну стойку и половину траверсы.

1.    При ветре, направленном перпендикулярно оси линии

·        Половина траверсы:

q - нормативный скоростной напор

n - коэффициент увеличения скоростного напора с высотой

 - аэродинамический коэффициент пространственной фермы

 - аэродинамический коэффициент плоской фермы

 - коэффициент заполнения

f - площадь элементов фермы

F - площадь по контуру

Значения всех коэффициентов сведены в таблицу 2

·          Тросостойка

·        Верхняя секция стойки опоры

·        Средняя секция стойки опоры

·        Нижняя секция стойки опоры

. При ветре, направленном под 45 к оси линии.

·         

·       

·       

·       

·       

·       

Данные к расчету ветровой нагрузки и результаты расчета сведены в таблицу 2

Таблица 2

Расчет ветровой нагрузки

2.3 Расчет оттяжек на прочность

Определяем тригонометрические характеристики схемы опоры

Рис. 10

 м , С=9 м

b=8.7 м

Вычисляем коэффициенты уравнений:

2.3.1 Нормальный режим. Ветер без гололеда, направлен перпендикулярно линии

Расчетная нагрузка, действующая вдоль оси траверсы, является суммой горизонтальных сил, направленных вдоль оси траверсы или приведенных к отметке траверсы. Приведенными нагрузками являются:

·        Нагрузка от ветра на трос и тросостойку. Изгибающий момент от этих нагрузок относительно оси траверсы заменяется моментом сил V на плече b; сами нагрузки складываются с силами, действующими вдоль траверсы непосредственно;

·        Нагрузки от ветра на стойки опоры. Реакция от этих нагрузок передается вдоль траверсы, при малом угле наклона стойки к вертикали ее можно принимать равной половине давления ветра на стойку.

Таким образом, суммарная расчетная нагрузка вдоль оси траверсы:

При ветре, направленном слева направо, остаточное натяжение будет в оттяжках 3 и 4. Усилия в рабочих оттяжках 1 и 2 находим по формуле:

Оттяжки выполняются из двойного стального каната диаметром 21 мм (для нашего случая) по ГОСТ 3064 - 66. Выбор диаметра каната оттяжки осуществляется конструктивно в зависимости от климатических условий и расчетных нагрузок должен быть не менее диаметра грозозащитного троса (по нашему расчету не менее 21 мм). Для оттяжек выбираем канат С - 70.

Расчетное сопротивление оттяжки:

,

где n - число стальных канатов в оттяжке;

К - коэффициент безопасности. Для всех видов оттяжек К=1.6- 1.8

R - разрывное усилие каната (31200даН)

Натяжение в оттяжке

где Т - усилие в оттяжках: Т = 29600даН;

 - площадь поперечного сечения оттяжки: ,

Монтажное натяжение Т=1570 даН (для опоры 330 кВ). Следовательно, монтажное напряжение в оттяжке:

Погонный вес оттяжки

где G=1,685 - вес 1 м каната данного типа (табл. 2.10 (Х)).

Длина оттяжки:

Приведенная нагрузка на оттяжку:

Определяем параметры:

По таблице 2.15 (Х) находим К=0,067

Следовательно,

.3.2 Нормальный режим. Ветер без гололеда направлен под  к оси линии

Горизонтальная нагрузка S, действующая поперек оси траверсы (вдоль оси линии), складывается из ветровых нагрузок на элементы опоры:

Остаточное напряжение по этой схеме будет в оттяжке 4. Усилия в остальных оттяжках определяем по формулам:

По таблице 2.15 (Х) определяем k=0.071

Следовательно,

.3.3 Нормальный режим. Гололед. Ветер направлен перпендикулярно оси линии

Суммарная нагрузка:

Усилия в оттяжках:

Вес гололеда на оттяжке (двойной)

Вес оттяжки с гололедом:

где  - вес оттяжки

По таблице k=0.272

Как видно из расчета, при наименьшей нагрузке остаточное натяжение в разгружающейся оттяжке возрастает.

2.3.4  Аварийный режим. Обрыв крайней фазы. Ветра и гололеда нет

Расчетное сопротивление

Остаточное тяжение в оттяжке:

Следовательно, к=0.077 Отсюда получим:

Аварийный режим в случае обрыва троса является расчетным при определении усилий в тросостойке и расчетах диафрагмы траверсы.

Результаты расчета усилий в оттяжках сведены в таблицу 3.

Таблица 3

Результаты расчета усилий в оттяжках,

Как видно из таблицы, расчетным для проверки прочности оттяжек в данном случае является нормальный режим без гололеда, ветер направлен перпендикулярно оси линии

Условие выполняется, следовательно, оттяжки выдержат все нагрузки.

.4 Расчет стойки на прочность и прогиб

Далее расчетными будут:

1.  Для стоек - нормальный режим при ветре, направленном перпендикулярно оси линии.

2.      Для траверсы - нормальный режим при ветре с гололедом и аварийный режим при обрыве проводов фазы.

.        Для троса и диафрагмы - аварийный режим при обрыве троса.

Как видно из таблицы, расчетным для проверки прочности оттяжек в данном случае является нормальный режим без гололеда, ветер направлен перпендикулярно оси линии:

Определим усилия в стойках.

Масса опоры m=6970 кг, следовательно, вес опоры G=6.97 даН . По формулам геометрии находим объем каркаса всех элементов опоры и, умножив на коэффициент заполнения, находим массу отдельных ее частей. С учетом коэффициента перегрузки m=1.1 получим вес стойки G=1.73 даН; вес траверсы G = 4.0 даН; вес тросостойки G= 0.425 даН

Усилие в стойке 1

где

Усилие в стойке 2:

;

Стойка 2 изгибается ветром и составляющей собственного веса, стойка 1 изгибается разностью этих величин.

Поперечная нагрузка на стойку 2:

Дальнейший расчет производим для стойки 1. Стойка проверяется на сжатие с изгибом по деформационной схеме в предельном состоянии. Изгибающий момент, действующий на стойку 1, определяется по формуле, учитывающей влияние продольной силы на прогиб от поперечной нагрузки W:

Поперечная нагрузка на стойку 1:

Изгибающий момент

где N - критическая сила стойки;

l - длина стойки,  м;

 - прогиб стойки

 ,

где  - площадь сечения пояса стойки, см;

 - предел текучести стали ( даН для С46/33)

 - коэффициент продольного изгиба, соответствующий приведенной гибкости стойки ;

 - приведенная гибкость составного стержня постоянного сечения;

 - коэффициент, учитывающий форму стойки и принимаемый по табл. 2. 17 (Х), где  - длина стойки, равная ; - длина призматической части;  - длина концов стойки.

Прогиб стойки опоры от поперечной нагрузки

где

 (ширина стойки) в нашем случае равна 90 см, пояса выполнены из уголков 806. Площадь сечения пояса =9,38 см.

Е - модуль упругости. Для стали Е = 2.1 даН

В нашем случае

;

Прогиб стойки

Определяем предельную гибкость стойки.

Решетка выполнена из уголков 404, площадь 3,08 см. Угол наклона раскоса . Гибкость прямоугольной стойки с базой  см

Приведенная гибкость призматической стойки

где  - суммарная площадь поясов,

 - суммарная площадь раскосов в двух параллельных гранях:

 см

К - безразмерный коэффициент, зависящий от угла наклона раскоса.

К = 31, при .

Тогда

Определяем по таблице 2.17(Х) коэффициент длины

Приведенная гибкость стойки

По таблице 2.18 (Х) находим коэффициент

Тогда

Изгибающий момент

Напряжение в поясах стойки определяем:

;

Проверять стойку квадратного сечения на устойчивость из плоскости изгиба не требуется.

Решетка стойки должна быть проверена на действие:

·   Реальной поперечной силы

где

·   Условной поперечной силы по СНиП 11-19-62

где n - число поясов. n=4 для четырехгранных опор;

K - выбирается в зависимости от принятой марки стали. K=40 (для стали С46/33 по табл. 2.19 (Х)).

Следовательно,

Поскольку реальная поперечная сила больше, расчет производим по ней.

Усилие в раскосе

Усилие в поясе панели

2.5    Предварительный расчет траверсы

Определяем распор Х по схеме нормального режима при ветре, направленном перпендикулярно оси линии.

где

Определяем по формуле крутящий момент, действующий на траверсу в аварийном режиме

где b - расстояние между узлами 1 и 2 по оси траверсы; b=12 м;

 - угол закручивания половины траверсы от крутящего момента, равного единице;

 - угол поворота стойки от изгибающего момента, равного единице и приложенного в вершине стойки;

 - модуль упругости стального троса;

 - высота оси траверсы над плоскостью низших опорных шарниров;

 - площадь поперечного сечения оттяжки;

R - расчетное сопротивление при аварийном режиме.

Предварительно находим угол поворота стойки и угол закручивания траверсы от единичных моментов.

Так как в плоскости. Перпендикулярной плоскости портала, стойка имеет в верхней части параллельные пояса, то угол поворота ее от единичного момента, приложенного в узле сопряжения с траверсой, можно определить как для стойки с постоянным моментом инерции.

Ввиду небольшой разницы между сторонами поперечного сечения траверсы ее можно считать квадратной с базой

 м

и определять угол от закручивания единичного момента по формуле:

где h - высота полупанели при треугольной решетке;

n - число полупанелей, n=6,

 м.

Решетка выполнена из уголков 505 с площадью сечения .

Вычисляем:

Подставляя полученные значения и принимая  даН при площади сечения оттяжки , найдем

Как видно из расчета, крутящий момент, действующий на траверсу, очень мал и им в расчете можно пренебречь. Соотношение слагаемых в знаменателе показывает, что уменьшение момента произошло из-за очень небольшой жесткости (относительно большого угла поворота) траверсы при действии крутящего момента.

2.6  Подбор сечений уголков решетки опоры

Определяем усилия в поясах стволов 1 и 2 опоры. Они равны, поэтому рассчитывают усилия в поясах ствола 1.

Усилия в поясах при ветре, направленном под углом  к оси линии, определяем по формуле

,

где  - суммарный изгибающий момент в расчетном сечении от нагрузок, перпендикулярных оси линии;

 - суммарный изгибающий момент в расчетном сечении от нагрузок, направленных вдоль оси линии;

-суммарный вес всех элементов выше расчетного сечения;

 - коэффициент, учитывающий роль оттяжек в гашении изгибающего момента ; в нашем случае берем .

Если ветер направлен перпендикулярно оси линии, то =0. Суммарные изгибающие моменты, подсчитанные на всю опору, воспринимаются двумя параллельными гранями стойки опоры и поэтому делятся на 2. По этой же причине вес, подсчитанный для всей опоры, разделен на 4.

Для средней секции , так как  ( - угол схождения граней); для верхней и нижней секций  (рассчитываем по формулам геометрии).

Для верхней секции расчетным является нормальный режим при ветре с гололедом, направление ветра перпендикулярно оси линии.

Определим усилия в поясах секции.

Верхняя секция

где S - длина изолятора с линейной арматурой.

Центры тяжести ветровых нагрузок принимают расположенными на половине элемента опоры.

Расчетную ветровую нагрузку на конструкцию при ветре, направленном перпендикулярно оси линии, и гололеде определяют на основании расчетов ветровой нагрузки без гололеда с учетом различных коэффициентов перегрузки по формуле:

,

где 1,2 - коэффициент перегрузки.

Следовательно,

Расчетный вес опоры на основании предварительного расчета принят равным

Расчетный вес погонного метра опоры равен

Где  даН

 даН

Расчетная база в сечении = 0,9 м; .

Усилие в поясе

Расчетным режимом для поясов U и U является нормальный режим при ветре без гололеда, направленном перпендикулярно оси линии.

Суммарный вес выше рассматриваемого сечения

Расчетная база в сечении  м; .

Усилия в поясе:

Рассчитаем пояс

Расчетная база в сечении  м;     

Следовательно,

Усилие в поясе:

Усилие в поясе  необходимо для расчета прочности опорного узла на сжатие. При подборе сечения пояса нижней секции проверку нужно производить в панели, гибкость которой больше. Усилия в этой панели будут несколько меньше усилия . Однако ввиду незначительной разницы сечение пояса нижней секции допустимо выбирать по усилию , разница в усилиях идет в запас прочности.

При расчете действие крутящего момента заменяем действием двух пар сил, которые приложены непосредственно к граням опоры. В одной из граней действие силы Т/2 (тяжения) и действие пары сил Т (заменяющих крутящий момент) складываются. Эта грань и является расчетной. Находят сначала моменты кручения, а затем усилия в раскосах.

Для верхней секции. Выбираем, что пояса всей стойки выполнены из уголка 807.

В поясе  крайние точки рассматриваемой панели закреплены только в одной грани, а между этими точками закрепления сжатый пояс может изгибаться только параллельно закреплению в средней точке, поэтому гибкость определяется по радиусу инерции

,

где J - момент инерции. В данном случае уголку 807 соответствует = 65.3 см

Тогда

l - геометрическая длинна панели пояса

 - коэффициент длинны, зависящий от заделки концов стержня

При креплении раскосов к поясу болтами на расчетную длину пояса вводится коэффициент  независимо от погонных жесткостей пояса.

Значение критической силы определим по формуле:

Коэффициент продольного изгиба

где - собственно коэффициент продольного изгиба

 - коэффициент учета неизбежных случайных искривлений в оси стержня.

Выбираем =0,18.

Тогда

Коэффициенты условий работы приведены в табл. 2.20 (Х).m=1

Тогда

Напряжение в сжатых стержнях определим по формуле:

Производим расчет для раскоса

По таблице =1. Находим в зависимости от коэффициент =1 (табл. 2.22 (Х))

;

m=0,75

Таблица 4

Подбор сечений стержней опоры

3. Расчет траверсы на прочность

Определим значения усилий от постоянных и временных нагрузок в стержнях траверсы и найдем наибольшее и наименьшее значение усилий в этих стержнях.

Для удобства расчет произведем для передней грани траверсы, приняв ее в качестве плоской фермы.

Расчет следует начинать с определения значений опорных реакций, для чего будем использовать условия равновесия сил, приложенных к ферме. Так как значения усилий в заданных стержнях требуется определить от трех нагрузок (постоянной и временных слева и справа), то при нахождении опорных реакций, а затем и усилий каждую из нагрузок будем рассматривать как независимую, игнорируя остальные.

Расчетный режим - обрыв крайней фазы. Гололеда нет.

Данные к расчету

 даН

 даН

 даН

 даН

 даН

 даН

 даН (вычислено ранее)

Х=9.84 даН

Будем считать, что Р - равномерно распределенная нагрузка с составляющей:

где  - длина траверсы

Рис. 11

Так как траверса симметрична относительно оси ОО, то временные нагрузки слева равны нагрузкам справа по модулю. Поэтому усилия в симметричных относительно ОО стержнях равны.

Определим значения опорных реакций:

От постоянной нагрузки

=8789,7 даН

 даН

Проверка: сумма всех сил на ось У должна быть равна 0. В данном случае это равенство выполняется, то есть 0=0;

· От переменной нагрузки справа:

 даН

даН

 -26,6 даН

·     От переменной нагрузки слева:

 даН

 26,6 даН

Рис. 12

Теперь определим значения усилий в стержнях фермы. При узловой нагрузке в стержнях шарнирно - стержневых систем возникают только продольные силы. Для определения их значений применим способ моментной точки и способ вырезания узлов.

Чтобы найти значения продольных сил в 15 и 16 поясных стержнях, применим способ моментной точки. Для этого разделим ферму сечением и воспользуемся условиями равновесия правой и левой части. Значения продольной силы находятся из условия равенства нулю суммы моментов сил, приложенных к отсеченной части фермы относительно точки к, в которой пересекаются линии действия стержневых усилий. Это приводит к уравнению с одним неизвестным , и точка к называется моментной точкой для усилия в стержне 15. Плечо силы  относительно точки к r₁₅ =1,45 м.

Аналогично для стержня 16 моментной точкой является точка L. к r₁₆ =1,15.

Определяем значения продольных сил:

· От постоянной нагрузки:

- 9953,1 даН

- 9061,5 даН

·     От временной нагрузки справа

·     От временной нагрузки слева

-131,6 даН

-85,2 даН

Рис. 13

Для нахождения значения продольных сил в 12-м поясном и 3-м стержне решетки, принадлежащей консольной части фермы, рассечем ее сечением и воспользуемся условием равновесия правой отсеченной части фермы. Значения усилий в 12-м стержне определяются из уравнения моментов сил, приложенных к отсеченной части относительно точки О, а для нахождения продольной силы в 3 -м стержне воспользуемся аналогичным уравнением относительно точки F.

r₁₂ =1,5 м, r₃ =2,5 м

Определим значения продольных сил:

·     От постоянной нагрузки:

 103610 даН

103610 даН

·     От временной нагрузки справа:

-41768 даН

16717,1 даН

·     От временной нагрузки слева

-41768 даН

16717,1 даН

Рис. 14

Для нахождения значений продольных сил в 14-ом поясном стержне и 13-ом стержне решетки, принадлежащих консольной части фермы, рассечем ее и воспользуемся условием равновесия левой отсеченной части фермы.

 м                     м

Определение значения продольных сил:

·     От постоянных нагрузок

8749 даН

1200 даН

·     От временной нагрузки справа

·     От временной нагрузки слева

-165 даН

84,8 даН

Значения продольных сил в стержнях I, III, V найдем способом вырезания узлов.

Рассчитаем стержень I.

Вырежем узел А фермы, используем уравнения его равновесия (суммы

проекций сил, приложенных к узлу, на оси выбранной системы координат должны бытии равны нулю).

;                          

·     От постоянной нагрузки

- 8789,7 даН

·     От временной нагрузки справа:

 - 26,6 даН

·     От временной нагрузки слева:

 26,6 даН

Рассчитаем стержень III:

·     От постоянной нагрузки:

;

 даН

Рассчитаем стержень V

·    
От постоянной нагрузки:

302,5 даН

·     От временной нагрузки справа:

0

·     От временной нагрузки слева:

37,5 даН

Произведем расчет стержней на прочность

Условие прочности записывается

опора прочность электропередача редуктор

4. Расчет соединений на прочность

.1 Сварное соединение

Раскосы решеток ЛЭП прикрепляются к поясам и фасонкам внахлесту в основном фланговыми швами, поперечные лобовые швы добавляются лишь в исключительных случаях, когда прочность фланговых швов недостаточна. При прикреплении несимметричных элементов, например уголков, фланговые швы последних следует располагать так, чтобы центр тяжести площади шва совпадал с центром тяжести профиля. Для уголка это условие соблюдается, когда шов, наклоненный вдоль обушка составляет около 70%, а вдоль пера примерно 30% общей необходимой длинны шва.

Рис. 15

Расчет сварного соединения произведем для стержня 13 траверсы () по формуле

,

где  - расчетное сопротивление сварного шва на растяжение (смятие);

 - расчетная толщина шва, равная меньшей из толщин свариваемых элементов, ;  - коэффициент, равный при ручной сварке 0.7;

 - длинна сварного шва, равная ширине элемента минус 1 см (на непровар).

 мм;

;

см

Тогда

.

Условие выполняется, следовательно сварной шов выдержит нагрузку.

.2 Болтовое соединение

Проверим 4-х болтовое соединение (М-20) траверсы со стойкой с накладкой косынки на срез и смятие.

1.       На срез.

Условие прочности:

,

где  - расчетное сопротивление соединения срезу,

n - количество болтов в соединении;

 - количество срезов

d - диаметр болта

 даН

 даН

2.      На смятие

Условие прочности

где  - расчетное сопротивление смятию,

- минимальная суммарная толщина листов соединения, сминаемая болтом в одном направлении;

Тогда

5. Расчет анкерных болтов

Усилие в поясе нижней секции =35,64 даН. Это усилие воспринимается двумя анкерными болтами фундамента.

Произведем расчет анкерных болтов на растяжение.

Условие прочности

,

где U - расчетная продольная сила, действующая на болтовое соединение

 - площадь сечения болта, нетто, определяемая по формуле

,

где  - номинальный внутренний диаметр резьбы;

Н - теоретическая высота болта

 - расчетное сопротивление растяжению болта, равное 1700

Определим

По таблице СНиП П-В.3-72 принимаем болт диаметром 32 мм с площадью сечения 13.64 см

6. Расчёт механизма поднятия опоры

.1 Описание работы и устройства привода

Редуктором называется механизм, состоящий из зубчатых или червячных передач, выполненный в виде отдельного органа и служащий для передачи вращения от вала двигателя к валу рабочей машины.

Назначение редуктора - понижение угловой скорости и повышение вращающего момента ведомого вала по сравнению с ведущим.

Редуктор состоит из корпуса, в котором размещают элементы передачи - зубчатые колеса, валы, подшипники и т.д. В отдельных случаях в корпусе размещают также устройства для смазывания или устройства для охлаждения.

Редуктор проектируют либо для привода определенной машины, либо по заданной нагрузке и передаточному числу без указания конкретного задания. Наиболее распространены горизонтальные редукторы. Как горизонтальные, так и вертикальные редукторы могут иметь колеса с прямыми, косыми и круговыми зубьями. Корпус чаще всего выполняют литым чугуном, реже сварным стальным. Валы монтируются на подшипниках качения или скольжения. Выбор горизонтальной или вертикальной схемы для редукторов всех типов обусловлен общей компоновкой привода.

Спроектированный в настоящем курсовом проекте редуктор соответствует условиям технического задания.

Редуктор нереверсивный. Он может применяться в приводах быстроходных конвейеров, транспортеров, элеваторов, других рабочих машин. Конструкция редуктора отвечает требованиям техническим и сборочным. Конструкции многих узлов и деталей редуктора учитывают особенности крупносерийного производства.

В работе над проектом широко применялась стандартизация и унификация.

Корпус редуктора выполнен разъемным, литым из чугуна марки СЧ 15 ГОСТ 1412-79. Оси валов редуктора расположены в одной (горизонтальной) плоскости. Благодаря разъему в плоскости осей валов обеспечивается наиболее удобная сборка редуктора.

Валы редуктора изготовляются из стали 45. Для опор валов используются подшипники качения.

Чтобы компенсировать удлинение вала при нагреве предусмотрен зазор между глухой крышкой подшипника и наружным кольцом подшипника.

Для свободного вращения шестерен предусмотрены подшипники качения.

Смазка зубчатых колес редуктора - картерная, т.е. посредством окунания зубчатых колес в масляную ванну на дне корпуса редуктора. Для смазывания подшипников внутрь их закладывается солидол.

Герметично закрытый корпус редуктора обеспечивает требования как техники безопасности, так и производственной санитарии.

Для транспортировки редуктор отсоединяют от электродвигателя отсоединяя муфту, звездочку цепной передачи и открепляют от фундамента (или рамы привода). Затем транспортируют в нужное место. При этом обязательно нужно пользоваться (во избежание несчастных случаев) предусмотренными для этого в крышке редуктора подъемными ушами.

Для контроля за уровнем масла в корпусе редуктора установлен маслоуказатель. В виду малого перепада уровней масла и возможности удобного просмотра поставлен круглый маслоуказатель.

6.2 Выбор электродвигателя и кинематический расчёт

Исходные данные: P₄=2,7 кBт; n₁=40 об/мин; n₄=750 об/мин.

Рис. 16

Составляем кинематическую схему (рис. 16)

Определяем общий КПД привода: ([3] табл.1.1)

а) КПД муфты ;

б) КПД цилиндрической передачи ;

в) КПД цепной передачи

г) КПД пары подшипников качения .

Таким образом, общий КПД привода будет:

.

Определяем требуемую мощность электродвигателя:

 кВт.

Для заданного значения мощности принимаем асинхронный электродвигатель с номинальной мощностью равной или несколько превышающей : электродвигатель серии 4A132S8 ([3] П1 ), для которого,  об/мин.

где S - скольжение S=0,041 ( П1 [3] )

Кинематический расчет привода:

Определяем общее передаточное отношение:

Разбиваем общее передаточное число по рекомендованным ГОСТ 2185-66 числам на ступени:

а) косозубая цилиндрическая:

б) цепная передача:

Результаты расчетов заносим в табл. 6.1.

Мощности на валах привода

;

где    - мощность на расчетном валу, кВт;

 - КПД передачи между двумя валами.

 кВт;

кВт;

кВт;

 кВт;

Частота вращения валов

 об/мин;

 об/мин ;

 об/мин;

 об/мин;

Крутящие моменты на валах привода

 Нм;

 Нм;

 Нм;

 Нм;

Результаты расчетов заносим в табл. 6.2.

Таблица 6.1.Значения передаточных чисел

Таблица 6.2. Значения частот вращения, мощностей и крутящих моментов на валах

6.3 Расчет передач

.3.1 Расчет цилиндрической зубчатой передачи

.3.1.1 Выбор материала и термообработки зубчатых колес

По рекомендациям из справочных таблиц принимаем для изготовления шестерни сталь 45 улучшенную со следующими механическими характеристиками:

Шестерня

Принимаем для изготовления колеса сталь 45,обработка - нормализация со следующими механическими характеристиками:

Колесо

.3.2 Определение допускаемого контактного напряжения для шестерни и колеса

Предел контактной выносливости:

;

.

Допускаемое контактное напряжение при расчете на контактную усталость:

;

где  - предел контактной выносливости,

 - Коэффициент долговечности.  ([3] стр. 33)

[] - коэффициент безопасности, для нормализованных и улучшенных сталей ; ([3] стр.33)

 МПа;

 МПа;

МПа.

Требуемое условие:

Требуемое условие выполнено.

.3.3 Расчет геометрических параметров передачи

Определяем ориентировочное значение делительного диаметра (ГОСТ 21354-87 допускает определять ориентировочное значение межосевого расстояния):

 ([3] формула 3.7)

где - вспомогательный коэффициент, =43 МПа (для косозубых и шевронных передач) ([3] табл. 3.1)

-коэффициент ширины венца по межосевому расстоянию([3] cтр. 36);

- коэффициент неравномерности распределения нагрузки по ширине венца =1,25

Ближайшее значение межосевого расстояния по ГОСТ 2185-66

 ([3] стр. 36). Принимаем нормальный модуль зацепления по эмпирической зависимости ([3] стр.36)

Несмотря на полученное значение принимаем по ГОСТ 9563-80  ,т.к. в силовых передачах принимать не рекомендуется.

Примем предварительно угол наклона зубьев  и определим суммарное число зубьев шестерни и колеса:

 ([3] формула 3.16)

Принимаем  тогда

Уточненное значение угла наклона зубьевж:

 ([3] формулa 3.16)

Основные размеры шестерни и колеса:

диаметры делительные:

 ([3] формулa 3.17)

Проверка ;

ширина колеса  

ширина шестерни

диаметры вершин зубьев:

 ([3]табл. 3.10)

диаметры впадин:

 ([3]табл. 3.10)

Определяем коэффициент ширины шестерни по диаметру:

Окружная скорость колес и степень точности передачи

При такой скорости для косозубых колес следует принять 8-ю степень точности ([3] стр.32)

Коэффициент нагрузки

.

где  ([3] табл. 3.5)

- коэффициент, учитывающий распределение нагрузки между зубьями  для косозубой передачи ([3]табл. 3.4)

 ; - коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении

.3.4 Проверка контактных напряжений

; ([3] формулa 3.6)

<417.

Условие прочности по контактным напряжениям выполняется.

Силы, действующие в зацеплении:

окружная ;

радиальная ;

 по ГОСТ 13755-81.

осевая .

.3.5 Проверочный расчет зубьев на выносливость по напряжениям изгиба

где  - коэффициент, учитывающий форму зуба ([3] гл. 3, пояснение к формуле 3,25)

 - коэффициент нагрузки ([3] стр. 42.).

 - коэффициент концентрации нагрузки ([3] табл. 3.7);

- коэффициент динамичности (табл. 3.8 [3]).

Cледовательно

Для его определения найдем эквивалентное число зубьев:

для шестерни: ;

для колеса: .

Тогда и ([3] стр. 42 ).

Допускаемое напряжение

 ([3] формулa 3.24 )

По табл. 3.9 [3] для стали 45 улучшенной при твёрдости  .

Для шестерни: ;

для колеса

 - коэффициент безопасности ([3] пояснение к формуле 3.24),

где  ([3] табл. 3.9), (для поковок и штамповок). Следовательно .

Допускаемое напряжения:

для шестерни

для колеса

Определим отношение

для шестерни

для колеса

Дальнейший расчёт следует вести для зубьев колеса, для которого найденное отношение меньше. Расчет производим по шестерне:

 ─ коэффициент, учитывающий перекрытие зубьев (для косозубых передач)

 ─ коэффициент, учитывающий наклон зуба (для косозубых передач)

Принимаем для средних значений коэффициента торцевого перекрытия  и 8-ой степени точности.

Проверяем прочность зуба колеса ([3] по формуле 3.25)

90<216

Условие прочности выполняется.

.3.6 Расчет цилиндрической зубчатой передачи

.3.6.1 Выбор материала и термообработки зубчатых колес

По рекомендациям из справочных таблиц принимаем для изготовления шестерни сталь 45 улучшенную со следующими механическими характеристиками: Шестерня Принимаем для изготовления колеса сталь 45,обработка - нормализация со следующими механическими характеристиками: Колесо

.3.7 Определение допускаемого контактного напряжения для шестерни и колеса

Предел контактной выносливости:

;

.

Допускаемое контактное напряжение при расчете на контактную усталость:

;

где    - предел контактной выносливости,

 - коэффициент долговечности.  ([3] стр. 33)

[] - коэффициент безопасности, для нормализованных и улучшенных сталей ; ([3] стр. 33)

 МПа;

 МПа;

МПа.

Требуемое условие

Требуемое условие выполнено.

6.3.8 Расчет геометрических параметров передачи

Определяем ориентировочное значение делительного диаметра (ГОСТ 21354-87 допускает определять ориентировочное значение межосевого расстояния):

 ([3] формула 3.7)

где - вспомогательный коэффициент, =43 МПа (для косозубых и шевронных передач) ([3] табл. 3.1)

-коэффициент ширины венца по межосевому расстоянию ([3] cтр. 36);

- коэффициент неравномерности распределения нагрузки по ширине венца =1,25

Ближайшее значение межосевого расстояния по ГОСТ 2185-66

 ([3] стр. 36).

Принимаем нормальный модуль зацепления по эмпирической зависимости ([3] стр. 36).

Несмотря на полученное значение принимаем по ГОСТ 9563-80 .

Примем предварительно угол наклона зубьев  и определим суммарное число зубьев шестерни и колеса:

 ([3] формулa 3.16)

Принимаем  тогда

Уточненное значение угла наклона зубьев:

 ([3] формулa 3.16)

Основные размеры шестерни и колеса: диаметры делительные:

 ([3] формулa 3.17)

Проверка ;

ширина колеса  

ширина шестерни

диаметры вершин зубьев:

 ([3]табл. 3.10)

диаметры впадин:

 ([3]табл. 3.10)

Определяем коэффициент ширины шестерни по диаметру:

Окружная скорость колес и степень точности передачи

При такой скорости для косозубых колес следует принять 8-ю степень точности ([3] стр. 32)

Коэффициент нагрузки

.

где  ([3] табл. 3.5)

- коэффициент, учитывающий распределение нагрузки между зубьями  для косозубой передачи ([3] табл. 3.4)

; - коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении

.3.9 Проверка контактных напряжений

; ([3] формулa 3.6)

<417.

Условие прочности по контактным напряжениям выполняется.

Силы, действующие в зацеплении ([3]стр. 158):

окружная:

радиальная:

 по ГОСТ 13755-81

осевая:

.3.10 Проверочный расчет зубьев на выносливость по напряжениям изгиба

где  - коэффициент, учитывающий форму зуба ([3] гл. 3, пояснение к формуле 3,25)

 - коэффициент нагрузки ([3] стр. 42).

 - коэффициент концентрации нагрузки ([3] табл. 3.7);

- коэффициент динамичности ([3] табл. 3.8).

Cледовательно

Для его определения найдем эквивалентное число зубьев:

для шестерни: ;

для колеса: .

Тогда и (см. с.42 [3]).

Допускаемое напряжение:

 ([3] формулa 3.24)

По табл. 3.9 [3] для стали 45 улучшенной при твёрдости  .

Для шестерни: ;

для колеса

 - коэффициент безопасности ([3] пояснение к формуле 3.24) , где  ([3] табл. 3.9), (для поковок и штамповок).

Следовательно .

Допускаемое напряжения:

для шестерни

для колеса

Определим отношение

для шестерни

для колеса

Дальнейший расчёт следует вести для зубьев колеса, для которого найденное отношение меньше.

Расчет производим по шестерне:

 ─ коэффициент, учитывающий перекрытие зубьев (для косозубых передач)

 ─ коэффициент, учитывающий наклон зуба (для косозубых передач)

Принимаем для средних значений коэффициента торцевого перекрытия  и 8-ой степени точности.

Проверяем прочность зуба колеса ([3] по формуле 3.25)

85<216

Условие прочности выполняется.

6.3.11 Расчет цепной передачи

Выбираем приводную роликовую однорядную цепь ([3] гл. 7, табл. 7.15).

Вращательный момент на ведущей звёздочке

Передаточное число было принято ранее

.

Число зубьев([3] стр. 148):

ведущей звездочки ;

ведомой звёздочки .

Тогда фактическое

.

Отклонение

, что допустимо.

Определяем коэффициент, учитывающий условия эксплуатации ([3] формулa 7.38 и пояснение к ней)

 динамический коэффициент при спокойной нагрузке;

 учитывает влияние межосевого расстояния;

 учитывает влияние угла наклона линии центров;

 учитывает способ регулирования натяжения цепи;

 коэффициент, учитывающий характер смазки

 учитывает продолжительность работы в сутки

.

Ведущая звёздочка имеет частоту вращения  об/мин. Средние значение давления при  об/мин

Ориентировочное значение шага цепи:

 ([3] формулa 7.38)

где m=1 - коэффициент рядности цепи (для однорядной цепи)

Принимаем по табл. 7.15. стр. 147  цепь ПР по ГОСТ 13568-75, имеющую  разрушающую нагрузку  массу  

.3.12 Прочностной расчет передачи

Скорость цепи:

Окружная сила:

Давление в шарнире

где А_оп=179,7 мм² ─ проекция опорной поверхности шарнира

Уточняем по таблице 7.18 [3] допускаемое давление

[p]=22[1+0,01(z₅-17)]=22[1+0,01(23-17)]=23,32

,05<23,32

Условие  выполнено

Определяем число звеньев цепи по формуле 7.36 [3]:

Уточняем межосевое расстояние:

 ([3] формула 7.37)

Для свободного провисания цепи предусматривается возможность уменьшения межосевого расстояния на 0,4%, т.е. на 10190,004=4мм

.3.13 Расчет геометрических параметров звездочки

Определяем диаметры делительных окружностей звездочек

 ([3] формула 7.34)

Определяем диаметры наружных окружностей звездочек

([3] формула 7.35)

где  - диаметр ролика цепи ([3] табл. 7,15).

Силы, действующие на цепь:

Окружная F_t=2114Н - определена выше;

От центробежных сил:

, где q = 2,6 кг/м по табл. 7.15 [3].

От провисания

, где k_f=1,5 ([3] cтр.151).

Расчетная нагрузка на валы:

Проверяем коэффициент запаса прочности цепи:

 ([3] формулa 7.40)

где Q - разрушающая нагрузка, Н Q= ([3] табл 7.15)

 - допускаемый коэффициент запаса прочности ([3] табл 7.19)

,8>8,3

Условие прочности выполнено.

6.4 Предварительный расчет валов редуктора и выбор подшипников

Из условия прочности на кручение определяется диаметр выходного вала d_в, мм:

, ([3] формулa 8.16)

где [ф]_к - допускаемое напряжение кручения для материала вала.

)Для ведущего вала [ф]_к1 = 25 Н/мм ². Подставим значения в формулу и получим:

Принимаем ближайшее большее значение из стандартного ряда (пояснения к формуле 8.16 [3])

=21мм;

Принимаем диаметр вала под уплотнения d_y1=25мм.

Диаметр под подшипниками принимаем =30 мм;

Диаметр ступени выбираем графически d_с=35 мм.

Ведущий вал

Рис. 17

)Для промежуточного вала принимаем [ф]_к2 = 20 Н/мм ² и подставив в формулу 8.16 [3] значения, получаем:

Принимаем ближайшее большее значение из стандартного ряда (пояснения к формуле 8.16 [3])

=28 мм;

Принимаем диаметр вала под уплотнения d_y2=30мм.

Диаметр под подшипниками принимаем =35 мм;

Диаметр вала под зубчатое колесо d_к=40 мм.

Промежуточный вал

Рис. 18

)Для ведомого вала принимаем [ф]_к2 = 20 Н/мм ² и подставив в формулу 8.16 [3] значения, получаем:

Принимаем ближайшее большее значение из стандартного ряда(см. пояснения к формуле 8.16 [3])

=38 мм;

Принимаем диаметр вала под уплотнения d_y3=40мм.

Диаметр под подшипниками принимаем =45 мм;

Диаметр ступени выбираем графически d_к=50 мм.

Ведомый вал

Рис. 19

Принимаем радиально-упорные шарикоподшипники однорядные легкой узкой серии (ГОСТ 831-75).

Габариты подшипников выбираем по диаметру вала в месте посадки подшипников. По табл. П6 имеем:

Данные занесем в таблицу 6.3.

Таблица 6.3. Радиально-упорные шарикоподшипники однорядные

Литература

1.           В.Л. Николаенко, П.И. Артемонов. Учебно-методическое пособие по курсовому проектированию по дисциплине “Детали машин” - Мн. 1991.

2.      С.А. Чернавский, К.Н. Боков и др. Курсовое проектирование деталей машин - М,1988.

.        Крюков К.П., Новгородцев В.П. Конструкции и механический расчет линий электропередачи . - 2-е изд., перераб. и доп. - Л.: Энергия, Ленинградское отд-ние, 1979.

4.           Справочник по проектированию линий электропередачи /М.В. Вязьменский, В.Х. Шикин, К.П. Крюков и др. под ред. М.А. Реута и С.С. Рокотяна. - 2 езд., перераб. и доп. - М.: Энергия, 1980.

5.      Распределение электрической энергии (Под общ. ред. профессоров МЭИ: И.Н. Орлова (гл. ред.) и др.) 7-е изд., испр. и доп. - М.: Энергоатомиздат, 1988.

.        Справочник по электрическим установкам высокого напряжения / Под ред. И.А. Баумштейна, С.А. Бансанова. - 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Энергоатомиздат, 1989.

. Детали машин в примерах и задачах: (Учеб. пособие Д 38/С.Н. Ничипорчик,

М.И. Корженцевский, и др.); Под общ. ред. С.Н. Ничипорчика. - 2-е изд. - Мн.: Выш. Школа, 1981 - 432 с., ил.