4.2. Расчет и конструирование донного водосброса с катковым затвором

4.2.1. Входной оголовок

Расчетная геометрическая схема оголовка для каткового затвора приведена на рисунке 4.4.

Рисунок 4.4 – Геометрическая схема оголовка

При заданных диаметре затвора (D_к) и заложении откоса плотины (m_в = ctg α) поперечный размер ковша оголовка (а) определяется по формуле:

а = (D_к/2)·(1 + sin α) – t_ст^′ – t_ст^″. (4.1)

Для определения толщин стенок ковша t_ст^′ и t_ст^″ необходимо найти величины центральных углов опирания затвора на переднюю (φ₁) и заднюю (φ₂) стенки ковша (см. рисунок 4.4). Углы φ₁ и φ₂ можно вычислить из условия прочности бетона, через вес катка и площадь опоры (длину дуги опирания): ω_оп. = l_φ·1 м = P_{ts (n)}/R_u; здесь P_{ts (n)} – вес катка на длине 1 м (его “тангенциальная” и “нормальная” составляющие), кН; R_u – расчетная прочность бетона на сжатие, кПа.

φ₁ = 0,9D_кγ_б sin α /R_u , φ₂ = 0,9D_кγ_б cos α /R_u , (4.2)

где γ_б – объемный вес бетона, кг/м³.

Тогда

t_ст^′ = (D_к/2 )·(1 – cos φ₁); (4.3)

t_ст^″ = (D_к/2 )·[sin α – sin (α – φ₂/2)]. (4.4)

Отметка порога оголовка Z_Д = Z_ос. Отметка точки А, положение которой определяется высотой водопроводящей галереи (трубы) и конструктивным запасом от точки А до верхней плоскости галереи, связана с отметкой порога следующим соотношением:

Z_А = Z_Д – (D_к/2)·cos α – t_ст^″/m_в . (4.5)

В случаях, когда положение концевой части водопроводящей галереи не лимитируется условиями сопряжения нижнего бьефа с отводящим руслом, т.е. когда имеется возможность понизить отметки дна русла за сооружением, превышение отметки порога оголовка над поверхностью земли можно принимать минимально допустимым:

(Z_Д)_min = Z_п.з. + (0,2…0,3) м. (4.6)

В остальных случаях высотная привязка сооружения выполняется со стороны нижнего бьефа.

Прежде чем переходить к определению продольного размера оголовка (b), рассмотрим возможные режимы работы входной части сооружения (рисунок 4.5).

Рисунок 4.5 – Схема водосброса с прямоугольным оголовком

1). H/a ≤ (H/a)_пред – неподтопленный водослив; расчет пропускной способности ведется по формуле:

, (4.7)

где l₀ – длина периметра оголовка (для данного типа оголовка сооружения l₀ = b + 2a).

2). 0,6 > H/a > (H/a)_пред – подтопленный водослив; при H/a = 0,6…1,0 над оголовком устанавливается плоская свободная поверхность.

3). При H/a > 1,0 – оголовок работает как значительно затопленное отверстие; пропускная способность водосброса определяется по формуле:

, (4.8)

где ω – площадь выходного сечения напорного водосбросного тракта;

ω = b_тр·h_тр·N; N – количество водопроводящих галерей (труб).

Для первого режима работы, при заданных значениях глубины шахты оголовка (ΔZ_Ш) и поперечного размера (а), предельное значение (H/a)_пред определяется по графику на рисунке 4.6,а.

Если условие H/a ≤ (H/a)_пред выполняется, то пропускная способность сооружения при напоре 0 < H < H_пред вычисляется по формуле (4.7), и её изменение характеризуется кривой (2) на графике пропускной способности сооружения (см. рисунок 4.5).

На величину коэффициента расхода m₀ существенно влияет соотношение плановых размеров оголовка β = b/a (см. рисунок 4.6,б).

б

Рисунок 4.6 – Графики к расчету пропускной способности ковшового

оголовка при отсутствии подтопления порога водослива [4]:

а – влияние относительной высоты шахты на подтопление оголовка;

б – график изменения коэффициента расхода оголовка

(1 – прямоугольный оголовок с β =b/a < 1,7; 2 – β =2,0…7,25)

При заданном диаметре катка (D_к), а, следовательно, и поперечном размере оголовка (а), возможности использования неподтопленного истечения через оголовок ограничены. Расчетный расход рекультивационного попуска воды будет пропускаться сооружением при работе оголовка как затопленное отверстие. Связь между ω и H из формулы (4.8):

. (4.9)

Размеры выходных отверстий, в которых напорный режим переходит в безнапорный, ограничены следующими условиями:

b_тр· N ≤ B_У и 0,6ΔZ_Ш > h_тр ≥ 1,4 м; здесь B_У – ширина по урезу воды устойчивого русла в нижнем бьефе при расходе Q_p , или в пределах пойменных бровок.

Коэффициент расхода μ определяется по сумме сопротивлений от входа в оголовок до выходного сечения (см. рисунок 4.5):

, (4.10)

где ξ_С – сумма коэффициентов сопротивлений по водопроводящему тракту сооружения.

ξ_С = ξ_вх + ξ_пов + ξ_L . (4.11)

Для предварительных расчетов можно принять следующие значения коэффициентов сопротивлений:

- входное отверстие, перекрываемое катковым затвором, – ξ_вх = 0,20…0,50;

- поворот потока на 90⁰ – ξ_пов = 1,20…3,23;

- сопротивление по длине галереи прямоугольного сечения

ξ_L = λ_R ·L/R, (4.12)

где λ_R – коэффициент гидравлического сопротивления, определяемый по формуле

. (4.13)

Δ – размер выступа шероховатости; принимается Δ =0,75…4,00 мм (бетонная поверхность, выполненная в опалубке);

R = ω_тр/χ_тр = b_тр·h_тр/2(b_тр + h_тр). (4.14)

При безнапорном движении потока по галерее

ξ_L = 2gL/(C²R), (4.15)

где C =R^y/n; n – 0,013…0,017 (в зависимости от шероховатости бетонных поверхностей галереи), y = 0,167;

R = b_тр·h/( b_тр + 2 h); h – глубина воды в галерее при неподтопленном выходе потока из неё.

После того, как будут приняты размеры галерей и установлен напор, при котором обеспечивается пропуск через сооружение расхода воды рекультивационного попуска, можно принять продольный размер оголовка

b = b_тр·N – t_ст(N – 1), (4.16)

где t_ст – толщина стенки между соседними “нитками” галерей (труб).

Принятые плановые размеры входного оголовка (а × b) позволяют по формулам (4.7) и (4.8) построить график пропускной способности сооружения (см. рисунок 4.5).

4.2.2. Гидравлические условия работы транзитной части

и нижнего бьефа сооружения

Уровни воды в нижнем бьефе сооружения определяются зависимостью Z = f(Q) для заданного створа. Возможны следующие схемы сопряжения уровня воды в реке с уровнем на выходе из галереи (рисунок 4.7).

По схеме отсутствия подтопления галереи со стороны нижнего бьефа (рисунок 4.7,а) пропускную способность следует определять по формуле

, (4.17)

где μ – коэффициент расхода, отнесенный к площади расчетного поперечного сечения ω и вычисленный с учетом потерь напора между сечениями 0 – 0 и n – n (см. рисунок 4.7,а);

ΔH = i_Т·l_П; i_Т – уклон дна галереи; l_П – участок галереи, работающий всем сечением;

h_Т – высота галереи (трубы).

Рисунок 4.7 – Расчетные схемы для определения пропускной способности

сооружения при различных условиях сопряжения уровня воды в реке

с выходом потока из галереи (трубы):

а – затопленный вход и отсутствие подтопления со стороны нижнего бьефа;

б – напорный режим начинается со стороны нижнего бьефа; в – горизонтальное

сопряжение выхода потока с глубиной меньше критической; г – сопряжение выхода

заглублением дна концевого устройства; д – сопряжение выхода с обратным уклоном дна концевого устройства

Если переход к напорному режиму течения начинается со стороны нижнего бьефа (см. рисунок 4.7,б), то пропускная способность определяется по формуле:

, (4.18)

где φ и ε – принимаются согласно рекомендациям [17, c. 140];

h – глубина, устанавливающаяся на входе в галерею при подтоплении со стороны нижнего бьефа (определяется на основании расчета кривой свободной поверхности на безнапорном участке галереи).

Донное отверстие будет затоплено при глубине воды в нижнем бьефе (h₂) большей, чем глубина, сопряженная с глубиной в выходном сечении, равной высоте отверстия. При этом уровень в створе отверстий будет ниже уровня воды в нижнем бьефе на перепад восстановления Δh_вс (см. рисунок 4.7,в, г, д).

В случае, если глубина потока на выходе из галереи меньше критической ( , где q – удельный расход), зависимости для определения Δh_вс через коэффициент восстановления кинетической энергии – k_вс представлены на рисунке 4.8.

Рисунок 4.8 – Зависимости k_вс от числа Фруда для различных схем

восстановления кинетической энергии в условиях плоской задачи

(в, г, д – см. рисунок 4.7) [17].

Здесь и .

Величину а для схем (см. рисунок 4.7, г и д) определяют по графику на рисунке 4.9.

Рисунок 4.9 – График для определения оптимального значения уступа

(порога) [17]

Для схем с уступом (порогом) рекомендуется принимать угол наклона α = 18⁰ [17].

Пропускная способность сооружения в этих случаях определяется по формуле, вид которой схож с формулой (4.8):

, (4.19)

где ΔZ = Z_ВБ – Z_НБ – разность уровней воды в бьефах сооружения;

H_Д – действующий напор (см. рисунок 4.10).

Глубина затопления донного отверстия (его верхней кромки) может быть определена по схеме на рисунке 4.10.

Рисунок 4.10 – Схема для определения глубины затопления верхней кромки

донного отверстия

При заданных уровнях воды в бьефах, высоте галереи h₁, её ширине b и ширине нижнего бьефа B (см. рисунок 4.10) для расчета пропускной способности используется уравнение

, (4.20)

из которого определяется Δh_вс.

При вычислении можно принимать α₁ = 1,02; α_t = 1,04.

Глубина затопления отверстия

δ = h₂ – h₁ - Δh_вс. (4.21)

Гашение избыточной энергии потока в нижнем бьефе трубчатых водосбросов в пространственных условиях без устройства водобойного колодца возможно при наличии гасителей энергии, расположенных в нескольких створах по течению потока в виде сочетания рассеивающего порога и водобойной стенки (рисунок 4.11).

Рисунок 4.11 – Принципиальная схема гашения избыточной энергии потока

в нижнем бьефе двухочкового водосброса [17]: 1 – водопропускные трубы;

2 – рассеивающий порог; 3 – стенки раструба; 4 – водобойная стенка; 5 - открылок;

6 – отводящее русло

Центральный угол расширения принимается в пределах 25…50⁰

Высота рассеивающего порога с_п и его местоположение (l_п – расстояние от выходного сечения труб до верховой грани порога) определяется по графикам на рисунке 4.12 в зависимости от значения ε_п = (h_2р – а)/h₁; здесь h_2р – глубина на рисберме; d_т – диаметр круглой трубы или высота прямоугольной галереи.

Высота водобойной стенки определяется по зависимости [19]:

(4.22)

, (4.23)

где – число Фруда на рисберме (в пределах от 0,02 до 0,15).

Рисунок 4.12 – Графики для определения высоты и местоположения

рассеивающего порога:

- - - - - одноочковые водосбросы; - двух- трехочковые водосбросы

Значения коэффициентов n и m для параметра определяются по зависимостям:

; (4.24)

. (4.25)

Коэффициенты n₁ , n₂ , n₃ и n₄ , n₅ , n₆ зависят от угла раструба θ и определяются по таблице 4.1. Параметр изменяется в диапазоне от 1 до 4,5 [17]. При а = 0 порядок расчета не меняется.

Таблица 4.1 – Значения коэффициентов в формулах (4.24) и (4.25)

Θ, град	n1	n2	n3	n4	n5	n6
Для одноочковых водосбросов
30	0,360	0,314	0,006	0,270	0,032	– 0,009
40	0,551	0,093	0,030	0,286	0,006	– 0,006
46	0,572	0,072	0,025	0,292	0,005	– 0,007
Для двухочковых водосбросов
30	0,724	– 0,250	0,097	0,251	0,101	– 0,016
40	0,518	0,102	0,021	0,262	0,087	– 0,014
46	0,568	0,060	0,019	0,268	0,075	– 0,014
Θ, град	n1	n2	n3	n4	n5	n6
Для трехочковых водосбросов
30	0,117	0,109	0,024	0,274	0,045	– 0,009
40	0,116	0,099	0,019	0,282	0,037	– 0,0074
46	0,118	0,056	0,024	0,289	0,026	– 0,0057

Коэффициент k_a в формуле (4.22), учитывающий влияние понижения дна а на выходе из трубы в зависимости от отношения a/d_т , имеет следующие значения

a/dт ……..	1,4	1,2	1,0	0,8	0,6	0,4	0,2	0
ka ……….	1,05	1,07	1,09	1,11	1,13	1,15	1,18	1,20

Коэффициент k в формуле (4.23) учитывает геометрические параметры отводящего русла: заложение откосов m₁ ширину русла B.

Для одноочковых сооружений

; (4.26)

для двухочковых

; (4.27)

для трехочковых

, (4.28)

где ; .

Расстояние от выходного сечения галерей (труб) до верховой грани водобойной стенки определяется по следующим зависимостям, справедливым при Э₁/h₁ = 1…4 [17]:

для одноочковых сооружений

; (4.29)

для двухочковых

; (4.30)

для трехочковых

. (4.31)

Здесь напоминаем, что .

4.2.3. Механизм подъема затвора

Для расчета конструкции затвора и подъемного механизма необходимо определить силы, действующие на затвор, установить расчетные комбинации действующих сил для следующих положений затвора:

1. Затвор опирается на оголовок.

2. Момент отрыва затвора от оголовка.

3. Момент посадки затвора в “седло” железобетонного оголовка.

4. Затвор поднят полностью над потоком.

5. Затвор в потоке при частичном перекрытии отверстия (возрастание гидродинамической нагрузки на затвор в “сжатом” сечении).

Расчетные схемы для указанных положений затвора приведены на рисунке 4.13.

Силы, действующие на затвор, подразделяются на основные, случайные и катастрофические. К основным относятся силы, регулярно и длительно действующие на затвор в условиях его нормальной работы: собственный вес затвора, гидростатическое давление при расчетном уровне воды, гидродинамическое давление при пропуске воды под затвором и при обтекании затвора во время подъема или опускания.

а	б
в	г

Рисунок 4.13 – Расчетные схемы характерных положений затвора:

а – затвор опирается на оголовок; б – затвор под водой в момент отрыва от оголовка (или в момент посадки затвора в “седло”); в – затвор поднят над уровнем воды;

г – затвор под водой при частичном перекрытии отверстия.

Вес цилиндрического затвора зависит от материала, из которого он изготовлен, диаметра, толщины обшивки (если таковая предусмотрена), конструкции затвора (цельно-блочный или в виде цилиндрической оболочки), конструкции подвижных опорных частей: обод для катания или зубчатый бандаж для закрепления с опорной рейкой (направляющей).

Вес цельно-блочного железобетонного затвора

, кН, (4.32)

где k₁ – коэффициент, учитывающий наличие закладных, обшивочных и уплотняющих устройств (k₁ = 1,1…1,15).

Вес затвора в виде железобетонной или металлической оболочки

, (4.33)

где γ_м – объемный вес материала, из которого изготовлен затвор.

Зависимость между D_к и t_об имеет вид

, (4.34)

где δ_р – расчетное уменьшение толщины оболочки на ржавчину;

δ_m – фиктивная толщина, вводимая в расчет ввиду влияния швеллеров – обрешетин на величину момента сопротивления всего сечения (рисунок 4.14); значение δ_m зависит от диаметра оболочки и шага обрешетин (см. рисунок 4.14); значения δ_m приведены в таблице 4.2.

Рисунок 4.14 – Схема размещения швеллеров – обрешетин

Таблица 4.2 – Значения δ_m [20]

Dк, м	δm, мм			Примечания
	S = 0,6 м	S = 0,7 м	S = 0,8 м
1,0	22,4	19,3	16,8	S – шаг обрешетин (рисунок 4.14)
2,0	25,9	22,2	19,4
3,0	27,1	23,2	20,3
4,0	27,7	23,8	20,8
5,0	28,1	24,1	21,1
6,0	28,4	24,3	21,3

– изгибающий момент в середине пролета (l) при равномерно распределенной нагрузке p; нагрузка p считается от давления верховой воды;

R_u – расчетное напряжение при изгибе (для металла R_u = 117 МПа);

0,8 – коэффициент ослабления заклепками.

Толщина металлической оболочки берется на практике от 7 до 14 мм [20].

Толщина стенок железобетонного кольца принимается не менее 0,15 м.

Если принять за единицу вес цилиндра при t_об = 14 мм, то при других значениях t_{об i} соотношение весов будет практически постоянным при всяких условиях D_к и l [20] (таблица 4.3).

Таблица 4.3 – Отношение веса цилиндра с t_{об i} , отличной от t_об = 14 мм,

к весу цилиндра с t_об = 14 мм

tоб i,мм	14	13	12	11	10	9	8	7
Gi /G14	1,0	1,011	1,025	1,045	1,073	1,11	1,167	1,24

Для определения тягового усилия от веса затвора, последний необходимо спроецировать на ось направления движения:

G_ts = G ·Sin α , (4.35)

где α – угол, соответствующий заложению верхового откоса.

Давление от веса затвора нормально поверхности его перемещения

G_N = G ·Cos α . (4.36)

Гидростатическое давление на затвор определяется при уровне воды в верхнем бьефе, соответствующем НПУ (см. рисунок 4.13, б). Напоры на каток с передней и задней стороны по направлению движения потока (см. рисунок 4.13,б) связаны между собой следующим соотношением:

. (4.37)

Горизонтальная составляющая давления с передней стороны

, (4.38)

где l – длина секции каткового затвора (при нескольких секциях входного оголовка).

Вертикальная составляющая давления с передней стороны

. (4.39)

Горизонтальная составляющая давления с задней стороны

; (4.40)

если Н_Н выразить через Н_В по формуле (4.37), то будем иметь:

. (4.41)

Вертикальная составляющая давления с задней стороны

. (4.42)

Горизонтальная составляющая полного гидростатического давления на затвор

. (4.43)

Знак ( – ) показывает, что направление действия результирующего давления – в сторону верхнего бьефа сооружения.

Вертикальная составляющая полного гидростатического давления

. (4.44)

Полное гидростатическое давление на затвор

. (4.45)

Точка приложения силы Р – центр кругового поперечного сечения цилиндра (катка).

Суммирование сил гидростатического давления и веса затвора, спроецированных на направление движения и нормаль к нему, дает тяговое усилие P_ts для маневрирования затвором при полном его затоплении (G_ts = G ·sin α; P_вts = P_в·sin α; P_гts = P_г·cos α):

P_ts = G ·sin α + P_г·cos α – P_в·sin α . (4.46)

Полученное значение P_ts следует сравнить с результатом по формуле (45) и в расчет подъемного механизма включать большее значение тягового усилия.

Гидродинамическое давление на затвор возникает вследствие истечения воды из-под затвора (см. рисунок 4.13,г). Гидродинамическое действие движущейся воды (без учета явлений вакуума) оказывает на затвор, как правило, меньшее положительное давление, чем гидростатическое, т.к. скорость движения создается за счет давления. Поэтому для небольших и мало ответственных затворов можно ограничиться учетом только гидростатического давления [21]. В ответственных и сложных случаях гидродинамическое воздействие движущейся воды рекомендуется определять лабораторными исследованиями работы затвора на модели.

К случайным относятся силы, нерегулярно, кратковременно действующие и не являющиеся обычными в нормальной работе затвора: гидростатическое и гидродинамическое давление при повышенном подпорном уровне, давление отложившихся наносов, давление ветра, действие температуры.

К катастрофическим следует отнести: дополнительное давление верхнего бьефа, вызванное паводочной волной, вследствие разрушения выше расположенного сооружения, давление штормовых волн, динамическое воздействие льда, давление ветра исключительной силы (ураган) [21].

Ввиду сложности, а порой и невозможности определения всех перечисленных факторов, влияние их на величину подъемного усилия учитывается введением в полученное расчетом значение P_ts поправочного коэффициента, величина которого принимается в соответствии с условиями работы равной от 1,1 до 1,4.

При определении полного тягового усилия (Т) следует учесть влияние силы трения качения (по Кулону), тогда:

, (4.47)

где f_к – коэффициент трения качения; при металлических поверхностях f_к = 0,05; то же, с учетом работы под водой f_к = 0,10.

Таким образом, усилия для подъема (опускания) затвора следует определять при всех характерных положениях затвора (см. рисунок 4.13).

Для подъема и опускания каткового затвора используются канатные лебедки, которые позволяют поднимать затворы на большую высоту при малом весе подвески за счет устройства многониточных полиспастов, развивать значительные тяговые усилия – от 100 до 3600 кН [22]. Возможно использование и цепных лебедок, но стоимость этих устройств сравнительно велика и усложняет строительную часть сооружения.

Для соединения затвора с тросом лебедки конструируется тяговая скоба (рисунок 4.15), которая прикрепляется на оси катка с помощью втулок, снабженных бронзовыми вкладышами, и предусматривается возможность удобной смазки осей.

Рисунок 4.15 – Схема соединения затвора с приводной тягой:

1 – каток, 2 - тяговая скоба, 3 – трос

Схема стационарной лебедки с двумя точками подвеса приведена на рисунке 4.16.

Рисунок 4.16 – Примерная схема конструктивного решения стационарных подъемных механизмов [22]

Механизм лебедки состоит из трех частей: ведущей части (II) и двух боковых частей, называемых ведомыми (I). Ведущий механизм вынесен за пределы пролета и соединен с ведомой частью валом (6); обе ведомые части соединены между собой соединительным валом (7). Ведущая часть обычно состоит из электродвигателя (1), редуктора (2), тормоза (3) и необходимых передач. Ведомая часть состоит из грузовых передач (4), узла соединения тяговых элементов с барабаном (5) или звездочкой в зависимости от того, цепной механизм или канатный.

Схема принимается в тех случаях, когда размеры служебного мостика небольшие и допускают только установку опор под соединительный вал (7). Соединительный вал (7) может выполняться в виде трубы без промежуточных опор так, чтобы стрела прогиба не превышала установленных норм.

Возможные схемы механизма подъема затвора, состоящего из двух стационарных лебедок, расположенных по концам затвора и связанных при помощи синхронного вала, приводятся в работах [20, 22].

Расчет механизма для подъема затвора включает исходные данные:

- величины усилий для подъема и опускания затвора при характерных его положениях согласно расчета затвора – Т, кН;

- высоту подъема, диктуемую гидрологическими и техническими соображениями; для каткового затвора, перемещающегося по верховому откосу плотины, высота подъема диктуется заложением верхового откоса (m_в) и диаметром катка (D_к); так как лебедки расположены на гребне плотины, то высота подъема будет определяться разностью отметок гребня плотины и оси затвора при положении его в “седле” оголовка:

H_под = Z_гр – Z_ос (Z_D), (4.48)

где Z_гр – отметка гребня земляной плотины; Z_ос = Z_D (см. рисунок 4.4);

- желательную скорость подъема и опускания или время, потребное для этого (время подъема электрическим приводом t = 10 мин., при подъеме вручную t^' ≤ 1,5 час.).

Выбор каната. Затвор поднимается двумя канатами, расположенными по концам затвора. Натяжение каждого каната Т₁ = Т/2.

Разрывное усилие каната определяется из выражения

S_разр. = S_max·k , (4.49)

где S_max – максимальное усилие в канате,

, (4.50)

где i_п – кратность полиспаста (для лебедки обычно i_п = 1 – один блок);

ξ_сист. – коэффициент полезного действия блока, ξ_сист. = 0,95.

k – коэффициент запаса прочности; выбирается в зависимости от режима работы лебедки; вследствие работы каната частично в воде принимается k = 12.

По ГОСТу на канаты (ГОСТ 2688 – 65) выбирается тип, диаметр каната d_кан , имеющий при расчетном пределе прочности на растяжение [σ_п] разрывное усилие не менее вычисленного по формуле (4.49). Выдержки из ГОСТ на канаты приведены в таблице 4.4.

Длина навиваемого на барабан каната

. (4.51)

Диаметр блока принимается в зависимости от диаметра каната

D_бл. ≥ 20 d_кан . (4.52)

Таблица 4.4 – Характеристика стальных канатов [23]

Диаметр, мм		Площадь сечения всех проволок, мм2	Расчетный вес 100 м каната, кГ	Разрывное усилие каната в целом Sраз., кГ, не менее, при [σп] в кГ/мм2
каната	центральной проволоки			160	170	180	190	200
Канат (трос) типа ЛК-Р 6×19 = 114 проволок с органическим сердечником
15,0	1,10	86,27	80,5	11700	12400	13500	13800	14600
17,5	1,25	114,46	106,8	15565	16535	17510	18840	19400
21,0	1,55	174,78	163,1	23770	25250	26740	28225	29700
24,0	1,75	220,46	205,7	29980	31850	33725	35600	37400
27,5	2,00	286,68	267,4	38950	41350	43850	46250	48700
Канат (трос) типа ЛК-О 6×19 = 114 проволок с органическим сердечником
14,0	1,20	73,36	68,39	9940	10550	11200	11800	12451
19,0	1,60	134,26	125,2	18200	19350	20500	21650	22800
22,5	2,00	198,39	184,9	26600	28650	30300	32000	33700
25,0	2,20	243,67	227,2	33100	35150	37250	39300	41350
30,0	2,60	347,60	324,1	47250	50150	53150	56100	59050
Канат (трос) типа ТК 6×19 = 114 проволок с органическим сердечником
17,0	1,10	108,30	102,6	13750	14700	15600	16450	17400
22,0	1,40	175,56	166,3	22350	23800	25300	26850	28300
23,5	1,50	200,64	190,1	25500	27250	28950	30650	32350
26,5	1,70	258,78	245,2	32950	35150	37350	39550	41750
28,0	1,80	289,56	274,3	36850	39350	41800	44250	46750

Барабан. Диаметр барабана лебедки принимается по тем же соображениям, как и для блока (4.52). Толщина стенок определяется из формулы

Δ = 0,02 D_бар. + 10 мм. (4.53)

Внутренний диаметр барабана

. (4.54)

Число рабочих витков на барабане при поднятом затворе

. (4.55)

Полагая ширину желоба для каната (d_кан. + 2 мм), не менее 2-х витков запасных и 100 мм конструктивно на концы, получаем полную длину поверхности барабана:

, мм (4.56)

Определение статической мощности электродвигателя и выбор его по каталогу. Скорость подъема затвора

, м/мин. , (4.57)

где t = 10 мин.

Статическая мощность определяется по формуле:

, кВт, (4.58)

где ζ₀ – коэффициент полезного действия механизма подъема; при предварительных расчетах ζ₀ = 0,6 – 0,8.

По таблицам каталога на электродвигатели для подъемно – транспортных машин в зависимости от статической мощности выбирается ближайший по мощности электродвигатель трехфазного тока (в расчетно-графической работе такой подбор не является обязательным).