火力发电厂 |
| 日期：2008-5-30 来源：网络来源 |
SDGJ6
―78《火力发电厂汽水管道应力计算技术规定》同时停止执行.
各单位在执行过程中如发现不妥或需要补充之处,请随时函告我局及负责日常管理工作
的华东电力设计院.
1990年5月5日
使用符号的单位和意义
符 号 单 位 意 义
σ20
b MPa 钢材在20℃时的抗拉强度最小值
σt
s MPa 钢材在设计温度下的屈服极限最小值
σt
s(0.2%) MPa 钢材在设计温度下残余变形为0.2%时的屈服极限最小值
σt
D MPa 钢材在设计温度下的105h持久强度平均值
[σ]tMPa 钢材在设计温度下的许用应力
σeq MPa 内压折算应力
p MPa 设计压力
t ℃ 设计温度或工作温度
tamb ℃ 计算安装温度
Do mm 管子外径
Di mm 管子内径
do mm 三通支管的连接管子外径
dI mm 三通支管的连接管子内径
Sm mm 直管最小壁厚
Sc mm 直管计算壁厚
Sn mm 直管公称壁厚
Snh mm 主管公称壁厚
Snb mm 支管公称壁厚
Sb3 mm 支管当量壁厚
S mm 管子实测最小壁厚
r mm 管子平均半径或弯管平均半径
rmh mm 主管平均半径
r′mb mm 支管平均半径
rp mm 接管座加强段的外半径
α mm 考虑腐蚀,磨损和机械强度的附加厚度
η ― 许用应力的修正系数
Y ― 温度对计算管子壁厚公式的修正系数
C mm 直管壁厚负偏差值
A ― 直管壁厚负偏差系数
R mm 弯管弯曲半径
h ― 尺寸系数
k ― 柔性系数
i ― 应力增强系数
f ― 应力范围的减小系数
N ― 交变次数
γ ― 冷紧比
σE MPa 热胀应力范围
σL MPa
管道在工作状态下,由持续荷载,即内压,自重和其他持
的轴向应力之和
MA N mm 由于自重和其他持续外载作用在管子横截面上的合成力矩
MB N mm
由于安全阀或释放阀的反座推力,管道内流量和压力的瞬
震等产生的偶然荷载作用在管子横截面上的合成力矩
MC N mm 按全补偿值及20℃的弹性模量,计算热胀引起的合成力矩
ΔX,ΔY,ΔZ mm 计算管系(或分支)沿坐标轴X,Y,Z的线位移全补偿值
ΔX20,ΔY20,ΔZ20mm 计算管系(或分支)沿坐标轴X,Y,Z的线位移冷补偿值
ΔXB,ΔYB,ΔZB mm 计算管系(或分支)的末端B沿坐标轴X,Y,Z的附加线位
ΔXA,ΔYA,ΔZA mm 计算管系(或分支)的始端A沿坐标轴X,Y,Z的附加线位
ΔXt
AB,ΔYtAB,ΔZtAB mm 计算管系(或分支)AB沿坐标轴X,Y,Z的热伸长值
ΔXcs
AB,ΔYcs
AB,ΔZcs
AB mm 计算管系(或分支)AB沿坐标轴X,Y,Z的冷紧值
XB,YB,ZB mm 计算管系(或分支)的末端B的坐标值
XA,YA,ZA mm 计算管系(或分支)的始端A的坐标值
αt10-6/℃ 钢材在工作温度下的线膨胀系数
E20kN/mm2 钢材在20℃时的弹性模量
EtkN/mm2 钢材在设计温度下的弹性模量
RE N(或N mm)
计算端点对管道的热胀作用力(或力矩),按全补偿值和钢材
的弹性模量计算
R20
1 N(或N mm) 管道应变自均衡后,在冷状态下对设备(或端点)的推力(或
R20N(或N mm)
管道运行初期在冷状态下对设备(或端点)的推
力(或力矩)
RtN(或N mm) 管道运行初期在工作状态下对设备(或端点)的推力(或力矩
第一章 总 则
第1.0.1条 管道应力计算的任务是:验算管道在内压,自重和其他外载作用下所产生的
一次应力和在热胀,冷缩及位移受约束时所产生的二次应力,以判明所计算的管道是否安全,
经济,合理以及管道对设备的推力和力矩是否在设备所能安全承受的范围内.
第1.0.2条 本规定适用于以低碳钢,低合金钢和高铬钢为管材的火力发电厂汽水管道的
强度计算.
第1.0.3条 管道的热胀应力按冷热态的应力范围验算.管道对设备的推力和力矩按在冷
状态下和在工作状态下可能出现的最大值分别进行验算.
第1.0.4条 恰当的冷紧可以减少管道运行初期的热态应力和管道对端点的热态推力,并
可减少管系的局部过应变.冷紧与验算的应力范围无关.
第1.0.5条 进行管系的挠性分析时,可假定整个管系为弹性体.
第1.0.6条 使用本规定进行计算的管道,其设计还应遵守《火力发电厂汽水管道设计技
术规定》.管道零件和部件的结构,尺寸,加工等,应符合《汽水管道零件及部件典型设计》
的要求.
第二章 钢材的许用应力
第2.0.1条 钢材的许用应力,应根据钢材的有关强度特性取下列三项中的最小值:
σ20
b/3,σt
s/1.5或σt
s(0.2% )/1.5,σt
D/1.5
其中 σ20
b――钢材在20℃时的抗拉强度最小值(MPa);
σt
s――钢材在设计温度下的屈服极限最小值(MPa);
σt
s(0.2%)――钢材在设计温度下残余变形为0.2%时的屈服极限最小值(MP a);
σt
D――钢材在设计温度下的105
h持久强度平均值(MPa).
常用钢材的许用应力数据列于附录一.
对于未列入附录一的钢材,如符合有关技术条件可作为汽水管道的管材时,它的许用应
力仍按本条规定计算.
第三章 管道的设计参数
第3.0.1条 管道的设计压力应按下列规定取用:
一,主蒸汽管道的设计压力,取用锅炉过热器出口的额定工作压力.
当锅炉和汽轮机允许超压5%(简称5%OP)运行时,应加上5%的超压值.
二,再热蒸汽管道的设计压力,取用汽轮机最大计算出力工况(调节汽门全开,简称VWO
或VWO+5%OP)下热平衡中高压缸排汽压力的1.15倍.对于再热器出口联箱到汽轮机的部
分,可减至再热器出口安全阀动作的最低整定压力.
三,汽轮机非调整抽汽管道的设计压力,取用汽轮机最大计算出力工况(VWO或
VWO+5%OP)下热平衡中该抽汽压力的1.1倍.
四,汽轮机调整抽汽管道,背压式汽轮机排汽管道和减压装置后蒸汽管道的设计压力,
分别取其最高工作压力.
五,与直流锅炉启动分离器连接的汽水管道的设计压力,取用各种运行工况中可能出现
的最高工作压力.
六,主给水管道设计压力的取用分两种情况:
1.对于设有不可调速电动给水泵的管道
从前置泵至主给水泵和从主给水泵出口至锅炉省煤器进口的管道,其设计压力取用泵的
特性曲线最高点对应的压力与进水侧压力之和.
2.对于设有可调速给水泵的管道
(1)从给水泵出口至泵出口关闭阀的管道设计压力,取用泵在额定转速下特性曲线最高
点对应的压力与进水侧压力之和;
(2)从泵出口关闭阀至锅炉省煤器进口的管道设计压力,取用泵在额定转速及设计流量
下泵出口压力的1.1倍与进水侧压力之和.
第3.0.2条 管道的设计温度应按下列规定取用:
一,主蒸汽,高温再热蒸汽管道的设计温度,应分别取用锅炉额定蒸发量时过热器,再
热器出口的额定工作温度加上锅炉正常运行时允许的温度偏差值.温度偏差值可取用5℃.
二,低温再热蒸汽管道的设计温度,可取用汽轮机最大计算出力工况(VWO或
VWO+5%OP)下热平衡中高压缸的排汽参数,等熵求取管道在设计压力下的相应温度.如制
造厂有特殊要求时,该设计温度应取用可能出现的最高工作温度.
三,汽轮机非调整抽汽管道的设计温度,可取用汽轮机最大计算出力工况(VWO或
VWO+5%OP)下热平衡中该抽汽参数,等熵求取管道在设计压力下的相应温度.
四,汽轮机调整抽汽管道,背压式汽轮机排汽管道和减温装置后蒸汽管道的设计温度,
分别取其最高工作温度.
五,与直流炉启动分离器连接的汽水管道的设计温度,取用各种运行工况中可能出现的
最高工作温度.
六,加热器后主给水管道的设计温度,取用被加热水的最高工作温度.
第四章 承受内压的管子壁厚计算
第4.0.1条 直管最小壁厚Sm应按下列规定计算:
一,按直管外径确定时:
S
pD
Yp
a
tm=
+
+0
22[]ση (4.0.1-1)
二,按直管内径确定时:
S
pD
pY
am
i
t2[ ]
=
+
ση21() (4.0.1-2)
以上两式中 p――设计压力(MPa);
Do――管子外径(mm);
Di――管子内径(mm);
[]tσ――钢材在设计温度下的许用应力(MPa);
Y――温度对计算管子壁厚公式的修正系数,对于碳钢,低合金钢和高铬钢,480
℃及以下时Y=0.4,510℃时Y=0.5,538℃及以上时Y=0.7,中间温度的Y值,可按内插法
计算;
α――考虑腐蚀,磨损和机械强度要求的附加厚度(mm);
η――许用应力的修正系数,无缝钢管的η=1.0,纵缝焊接钢管按有关制造技术
条件检验合格者,其η值按表4.0.1取用,螺旋焊缝钢管按SY5036―83标准生产制作和无
损检验合格者,η=0.9
表 4.0.1 纵缝焊接钢管许用应力修正系数表
焊接方法 焊 缝 形 式 η
手工电焊
或 气 焊
双面焊接有坡口对接焊缝,100%无损探伤
有氩弧焊打底的单面焊接有坡口对接焊缝
亚氩弧焊打底的单面焊接无坡口对接焊缝
1.00
0.90
0.75
熔剂下的
自 动 焊
双面焊接对接焊缝,100%无损探伤
单面焊接有坡口对接焊
缝单面焊接无坡口对接焊缝
1.00
0.85
0.80
第4.0.2条 直管计算壁厚Sc应按下列方法确定:
SSCcm=+ (4.0.2-1)
式中 C――直管壁厚负偏差值(mm).
一,对于热轧生产的无缝钢管,壁厚负偏差值可按下式确定:
CAS=m (4.0.2-2)
式中 A――直管壁厚负偏差系数,根据管子产品技术条件中规定的壁厚允许负偏差(%)按
表4.0.2取用.
二,对于按内径确定壁厚及采用热挤压生产的无缝钢管,壁厚负偏差值应根据管子产品
技术条件中的规定选用.
三,对于焊接钢管,采用钢板厚度的负偏差值,但C值不得小于0.5mm.
表 4.0.2 直管壁厚负偏差系数表
直管壁厚允许负偏差
(%)
-5 -8 -9 -10 -11 -12.5 -15
A 0.053 0.087 0.099 0.111 0.124 0.143 0.176
第4.0.3条 直管公称壁厚Sn,对于按外径确定壁厚的钢管,根据直管计算壁厚Sc,按
管子产品规格选用;对于按内径确定壁厚的无缝钢管,根据直管计算壁厚Sc和制造厂产品
技术条件中的有关规定选用.在任何情况下,Sn均应等于或大于Sc.
第4.0.4条 弯管的壁厚应按下列方法确定:
一,用作弯管的直管,其最小壁厚根据弯曲半径而定,按表4.0.4取用.
表 4.0.4
弯曲半径 弯管前所采用直管的最小壁厚
≥6倍管子外径 1.06Sm
5倍管子外径 1.08Sm
4倍管子外径 1.14Sm
3倍管子外径 1.25Sm
二,弯管后任何一点的实测最小壁厚不得小于直管最小壁厚Sm.
第五章 补偿值的计算
第5.0.1条 管道一般以设备连接点或固定点分为若干管段,设备连接点或固定点之间互
相连接的各管段,构成一个独立的计算管系,统一进行挠性分析和计算.
第5.0.2条 在进行作用力和力矩计算时,应采用右旋直角坐标系作为基本坐标系.基本
坐标的原点可以任意选择,一般Z轴为向上的垂直轴,X轴为沿主厂房纵向的水平轴,Y
轴为沿主厂房横向的水平轴.
第5.0.3条 当端点无附加角位移时,计算管系(或分支)的线位移全补偿值可按下列公式
计算:
XXX
YYYY
ZZZ Z
t
t
t
=
=
=
BAAB
BAAB
BAAB (5.0.3-1)
其中
XXXtt
YYYtt
ZZZtt
tt
tt
tt
AB B A amb
AB B A amb
AB B A amb
=
=
=
α
α
α
()()
()()
()()
(5.0.3-2)
上二式中 ΔX,ΔY,ΔZ――计算管系(或分支)沿坐标轴X,Y,Z的线位移全补偿值(mm);
ΔXB,ΔYB,ΔZB――计算管系(或分支)的末端B沿坐标轴X,Y,Z的附加线位移
(mm);
ΔXA,ΔYA,ΔZA――计算管系(或分支)的始端A沿坐标轴X,Y,Z的附加线位移
(mm);
ΔXt
AB, Yt
AB, Zt
AB――计算管系(或分支)AB沿坐标轴X,Y,Z的热伸长值(mm);
αt
――钢材在工作温度下的线膨胀系数(10-6/℃),常用钢材在工
作温度下的线膨胀系数列于附录一;
XB,YB,ZB――计算管系(或分支)的末端B的坐标值(mm);
XA,YA,ZA――计算管系(或分支)的始端A的坐标值(mm);
t――工作温度(℃);
tamb――计算安装温度(℃),可取用20℃.
第5.0.4条 工作温度在430℃及以上的管道宜进行冷紧,冷紧比(即冷紧值与全补偿值
之比)不宜小于0.7;对于其他管道,当需要减小工作状态下对设备的推力和力矩时,也可进
行冷紧.冷紧有效系数,对工作状态取2/3,对冷状态取1.
第5.0.5条 当管道各方向(沿坐标轴X,Y,Z)采用不同冷紧比时,应计算管道在冷状态
下各方向的冷补偿值.它的数值等于该方向的冷紧值,即
XX
YY
ZZ
20
20
20
=
=
=
AB
cs
AB
cs
AB
cs
(5.0.5)
式中 ΔX20,ΔY20,ΔZ20――计算管系(或分支)沿坐标轴X,Y,Z的线位移冷补偿值(mm);
csXAB ,csYAB ,csZAB ――计算管系(或分支)AB沿坐标轴X,Y,Z的冷紧值(mm).
第六章 管道的应力验算
第6.0.1条 管道在内压下的应力验算
一,管道在工作状态下,由内压产生的折算应力不得大于钢材在设计温度下的许用应力,
即
σ
α
αep
o
S-
=
pDYs[. ( )]05
(6.0.1)
式中
σep――内压折算应力(MPa);
P――设计压力(MPa);
Do――管子外径(mm);
S――管子实测最小壁厚(mm);
Y――温度对计算管子壁厚公式的修正系数(见第4.0.1条);
α――考虑腐蚀,磨损和机械强度的附加厚度(mm);
[]σ
t――钢材在设计温度下的许用应力(MPa).
二,当管道在运行中有压力波动,或压力,温度同时波动,且超过设计压力或设计温度
时,还必须验算瞬态变化的安全性,即
1.任何24h连续运行时间内,超温或超压时间少于10%者,计算管道在超压或(和)超温
下的最大应力不得超过钢材在相应温度下许用应力的1.15倍;
2.任何24h连续运行时间内,超温或超压时间少于1%者,计算管道在超压或(和)超温下
的最大应力不得超过钢材在相应温度下许用应力的1.2倍.
第6.0.2条 管道在持续荷载下的应力验算
管道在工作状态下,由持续荷载即内压,自重和其他持续外载产生的轴向应力之和,必
须满足下式的要求:
σσL
o
ti
i
=
+≤
pD
DD
iM
W
A
05
075 10
2
22
.
..[]
(6.0.2)
式中 p――设计压力(MPa);
Do――管子外径(mm);
Di――管子内径(mm);
MA――由于自重和其他持续外载作用在管子横截面上的合成力矩(N mm);
W――管子截面抗弯矩(mm3);
[]σt
――钢材在设计温度下的许用应力(MPa);
i――应力增强系数(见附录二),0.75i不得小于1;
σL――由于内压,自重和其他持续外载所产生的轴向应力之和(MPa).
第6.0.3条 管道在有偶然荷载作用时的应力验算
管道在工作状态下受到的荷载作用,亦即由内压,自重,其他持续外载和偶然荷载,包
括地震等所产生应力之和,必须满足下式的要求:
pD
DD
iM
W
iM
W
KABi
io
t
2
22
075 075
++≤..[]σ
(6.0.3)
式中 K――系数,当任何24h连续运行时间内偶然荷载作用时间少于10%时K=1.15,少于
1%时K=1.20;
MB――安全阀或释放阀的反座推力,管道内流量和压力的瞬时变化及地震等产生的偶
然荷载作用在管子横截面上的合成力矩(N mm).只有在地震烈度为8度及以上地区建厂,
并已在设计任务书中规定应对该管道考虑地震的影响时,才进行管道地震的验算.在验算时,
MB中的地震力矩只取用变化幅度的一半.地震引起管道端点位移,如果已在式(6.0.4)中考
虑,在式(6.0.3)中就不必考虑.
其他符号定义同第6.0.2条.
第6.0.4条 管系热胀应力范围的验算
管系热胀应力范围必须满足下式的要求:
σσσσσE
tt=≤ ++
iM
W
fC
L[.[ ] .[ ] ([ ] )]12 0220
(6.0.4)
式中 [σ]20――钢材在20℃时的许用应力(MPa);
MC――按全补偿值和钢材在20℃时的弹性模量计算的,热胀引起的合成力矩
(N mm) ;
σE――热胀应力范围(MPa);
f――应力范围的减小系数.
如果式(6.0.3)中MB未计入地震引起的端点位移,那么式(6.0.4)的MC就应计入地震引起
的端点位移的力矩.
预期电厂在运行年限内,系数f与管道全温度周期性的交变次数N有关.
当N≤2500时,f=1;
当N>2500时,f=4.78N-0.2 .
如果温度变化的幅度有变动,可按下式计算当量全温度交变次数:
N N rN rN rNEnn=+++ +1
5
12
5
2
5
式中 NE――计算热胀应力范围σE时,用全温度变化ΔT E的交变次数;
N1,N2,…,NN――分别为温度变化较小ΔT1,ΔT 2,…,ΔT N的交变次数;
r1,r2,…,rn――分别为比值ΔT 1/ΔT E,ΔT 2/ΔT E,…,ΔT N/ΔTE.
其他符号定义同第6.0.2条.
第6.0.5条 力矩和截面抗弯矩的计算
一,用式(6.0.2),(6.0.3),(6.0.4)验算直管元件,弯管和弯头时,合成力矩Mj按下式计
算:
图 6.0.5
MMMMjxjyjzj=++ 222 N mm
(6.0.5-1)
式中 j――相当于式(6.0.2),(6.0.3),(6.0.4)中的注脚A,B和C.
直管元件,弯管和弯头的截面抗弯矩W按下式计算:
W=
32D
(D - D ) mm
o
0
4
i
43π
(6.0.5-2)
二,验算等径三通时,应按式(6.0.5-1)分别计算各分支管的合成力矩,按三通的交叉点
取值,见图6.0.5.管子截面抗弯矩按式(6.0.5-2)和连接管子尺寸计算.
三,验算不等径三通时,应分别计算主管两侧和支管的合成力矩.
1.计算不等径三通支管的合成力矩
MM M M M MAB C x y x()或=++ 3
2
3
2
3
2 N mm
支管的当量截面抗弯矩为
WS=πγ(mb b3
3) mm2
式中 γmb――支管平均半径(mm);
Sb3――支管当量壁厚,取用主管公称壁厚Snh和i倍支管公称壁厚 Sinb二者中的
较小值(mm).
2.计算主管的合成力矩
MA(MB或MC)
=++ MMMxyx1
2
1
2
1
2 N mm
以及 MA(MB或MC)
=++ MMMxyx2
2
2
2
2
2 N mm
主管的截面抗弯矩按式(6.0.5-2)和连接管子尺寸计算.各合成力矩仍按三通的交叉点取
值,见图6.0.5.
四,计算支管接管座(如附图2.3)的合成力矩:
MM M M M MAB C x y x()或=++ 3
2
3
2
3
2 N mm
接管座的截面抗弯矩为
3
b3
2
mbmm ) (SWγπ=
如果附图2.3(a),(b),(c),(d)中
b15.0SrLi≥,那么在计算接管座的截面抗弯矩和应力
增强系数时,γ'mb应计算到Sb值的一半.验算点应取接管座中心线与主管外表面的交点.
第七章 管道对设备的推力和力矩的计算
第7.0.1条 管道对设备(或端点)的推力和力矩可按下列原则计算:
一,按热胀,端点附加位移,有效冷紧,自重和其他持续外载及支吊架反力作用的条件,
计算管道运行初期工作状态下的力和力矩.
二,按冷紧,自重和其他持续外载及支吊架反力作用的条件,计算管道运行初期冷状态
下的力和力矩.
三,按应变自均衡,自重和其他持续外载及支吊架反力作用的条件,计算管道应变自均
衡后在冷状态下的力和力矩.
第7.0.2条 计算出的工作状态和冷状态下推力和力矩的最大值应能满足设备安全承受
的要求.当数根管道同设备相连时,管道在工作状态和冷状态下推力和力矩的最大值,应按
设备和各连接管道可能出现的运行工况分别计算和进行组合.
第7.0.3条 当管道无冷紧或各方向(沿坐标轴X,Y,Z )采用相同的冷紧比时,在不
计及持续外载的条件下,管道对设备(或端点)的推力(或力矩),可按下列公式计算:
在工作状态下
R
E
E
Rt
t
E=
1
2
320
γ
(7.0.3-1)
在冷状态下
RRE
20=γ
(7.0.3-2)
或
R
E
E
R
t
E
tE1
20
20
1=
[]σ
σ
(7.0.3-3)
式中 Rt ――管道运行初期在工作状态下对设备(或端点)的推力(或力矩)(N或N mm);
R20 ――管道运行初期在冷状态下对设备(或端点)的推力(或力矩)(N或N mm);
R1
20
――管道应变自均衡后,在冷状态下对设备(或端点)的推力(或力矩)(N或N mm)
;
RE――计算端点对管道的热胀作用力(或力矩),按全补偿值和钢材在20℃时的弹性模
量计算(N或N mm);
γ――冷紧比;
[]σt
――钢材在设计温度下的许用应力(MPa);
σE――热胀应力范围(见第6.0.4条)(MPa);
Et――钢材在设计温度下的弹性模量(kN/mm2);
E20――钢材在20℃时的弹性模量(kN/mm2).
当1
][
E
20t
<
tE
E
σ
σ
时,冷状态下管道对设备的推力(或力矩)取式(7.0.3-2)和(7.0.3-3)计算结
果的较大值;当1
][20
E
t
≥×
tE
E
σ
σ
时,取R20作为管道在冷状态下对设备(或端点)的推力(或力
矩).
上列公式中,Rt,R20
,R1
20
,RE均为一组力和力矩,包括Fx,Fy,Fz,Mx,My,Mz
六个分量.
第7.0.4条 当管道各方向(沿坐标轴X,Y,Z)采用不同的冷紧比时,在不计及持续外载
的条件下,管道对设备(或端点)的推力(或力矩)可按下列方法计算:
一,按冷补偿值和钢材在20℃时的弹性模量计算的冷紧作用力(或力矩),若取其相同的
数值,相反的方向,即为管道运行初期在冷状态下对设备(或端点)的推力(或力矩).然后再
同式(7.0.3-3)计算出的管道应变自均衡后在冷状态下对设备(或端点)的推力(或力矩)相比较,
取其大者(绝对值)作为管道在冷状态下对设备(或端点)的推力(或力矩).
二,管道在工作状态下对设备(或端点)的推力(或力矩)按下式计算:
20
20
E3
2
E
E
RRR
t
t
= (7.0.4)
式中符号的定义与第7.0.3条相同.
附录一常 用 钢 材 的 性 能
附表1.1 常用国产钢材的许用应力表(Mpa)
钢号与标
准号
10
GB3087―82
20
GB3087―82
20G
GB5310―85
15CrMo
GB5310―85
12Cr1MoV
GB5310―85
12Cr2MoWVTiB*
GB5310―85
12Cr3
GB
σ20
b333 392 402 441 441 539
σ20
s 196 226 226 225 255 333
20 111 131 134 147 147 180 管 壁250 104 125 125
260 101 123 123
280 96 118 118
300 91 113 113 143
320 89 109 109 140
340 84 102 102 136
350 80 100 100 135 143
360 78 97 97 132 141
380 75 92 92 131 138
400 70 87 87 128 135
410 68 83 83 127 133
420 66 78 78 126 132
430 61 72 72 125 131
壁 温 度
(℃)
440 55 63 63 124 130
450 49 55 55 123 128
460 47 47 122 126
470 41 41 120 125
480 37 37 119 124
490 112 121
500 96 118
510 82 110(99)
520 69 98(88)
530 59 86(79)
540 49 77(72) 90
550 40 71(65) 84
560 57(52) 79
570 50(46) 74
580 69
590 64
管 壁 温 度
(℃)
600 59
注:1.碳钢制成的管子或集箱,其金属温度不应超过430℃,对于20G钢,若要求使用
寿命不超过20年,使用温度可提高至450℃,但使用期间应加强金属监督.
2.相邻金属温度数值之间的许用应力,可用算术内插法确定,但需舍弃小数点后的
数字.
3.铸钢件的许用应力值取表中相应数值的0.7倍;锻钢件的许用应力,当用钢锭锻
造时,可取表中响应钢号数值的0.9倍.
4.表中粗线下方的数据系按持久强度计算的,对于右角带*的钢号,此粗线并不表
示按持久强度计算许用应力的起始温度.
5.12CrlMoV-栏中括弧内的许用应力值,为本规定推荐采用的数值.
附表1.2 常用国产钢材的弹性模量数据表
钢号与标
准号
10
GB3087―82
20,20G
GB3087―82
GB5310―85
15CrMo
GB5310―85
12Cr1MoV
GB5310―85
12Cr2MoWVTiB
GB5310―85
12Cr3MoVSiTiB
GB5310―85
Q
GB
工 作 温 度
(℃)
20
100
200
250
260
280
300
320
340
350
360
198
191
181
176
175
173
171
168
166
164
163
198
183
175
171
170
168
166
165
163
162
161
206
199
190
187
186
183
181
179
177
176
175
208
205
201
197
196
194
192
190
188
187
186
213
208
204
201
200
199
198
196
194
192
190
216
380
400
410
420
430
440
450
460
470
480
490
500
510
520
530
540
550
560
570
580
160
157
156
155
155
154
153
159
158
155
153
151
148
146
144
141
129
173
172
171
170
169
168
167
166
165
164
164
163
162
161
160
159
183
181
180
178
177
175
174
172
170
168
166
165
163
162
160
158
157
153
153
152
188
186
185
184
184
183
183
182
182
181
180
179
附表1.3常用国产钢材的线膨胀系数数据表(从20℃上列温度)(10-6℃)
钢 号 10
20
20G
15CrMo12Cr1MoV12Cr2MoWVTiB12Cr3MoVSiTiB Q235-A16Mng
工 作 温 度
(℃)
100
200
250
260
280
300
320
340
350
360
380
400
410
420
430
440
450
460
470
480
490
500
510
520
530
540
550
560
570
580
11.90
12.60
12.70
12.72
12.76
12.80
12.84
12.88
12.90
12.92
12.96
13.00
13.10
13.20
13.30
13.40
13.50
11.16
12.12
12.45
12.52
12.65
12.78
12.99
13.20
13.31
13.41
13.62
13.83
13.84
13.85
13.86
13.87
13.88
13.89
13.90
13.91
11.90
12.60
12.90
12.96
13.08
13.20
13.30
13.40
13.45
13.50
13.60
13.70
13.73
13.76
13.79
13.82
13.85
13.88
13.91
13.94
13.97
14.00
14.03
14.06
14.09
14.12
13.60
13.70
13.85
13.88
13.94
14.00
14.04
14.08
14.10
14.12
14.16
14.20
14.23
14.26
14.29
14.32
14.35
14.38
14.41
14.44
14.47
14.50
14.52
14.54
14.56
14.58
14.60
14.62
14.64
14.68
11.00
11.90
12.40
12.50
12.70
12.90
12.96
13.02
13.05
13.08
13.14
13.20
13.23
13.26
13.29
13.32
13.35
13.38
13.41
13.44
13.47
13.50
10.31
11.46
11.69
11.74
11.83
11.92
12.02
12.12
12.17
12.22
12.32
12.42
12.49
12.56
12.64
12.71
12.78
12.85
12.92
13.00
13.07
13.14
13.16
13.18
13.19
13.21
13.23
13.25
13.26
13.28
12.20
13.00
13.23
13.27
13.36
13.45
8.31
10.99
11.60
11.78
12.05
12.31
12.49
12.68
12.77
12.86
13.04
13.22
附表 1.4 联邦德国钢材的许用应力表(MPa)
管 壁 温 度 (℃)
钢 号
壁 厚
S(mm)
σ20
b
(MPa)
σ20
s
(MPa)20 200250300350400 410 420 430440450460
≤16 255 136 112 10693
16≤40
245 130 116 10390 st45.8/Ⅲ
40≤60
410～
530
235
136
126 113 10090
86 78 68 60 52 46 39
≤40 270 150 136 120113106 106 105 104104103102
15Mo3 40≤60
450～
600 260
150
140 130 113106100 99 98 98 97 96 95
≤40 290 143133126 125 124 122121120119
40≤60
280 136126120 118 117 116114113112
13CrMo44
60≤80
440～
590
270
146 146 146
130120113 112 110 109108106106
≤40 280 150143136 135 134 132131130128
40≤60
270 146136130 128 127 126124123122
10CrMo910
60≤80
450～
600
260
150 150 150
140130123 122 120 119118116115
≤40 320 153143133 131 129 127125123121
14MoV63 40≤60
460～
610 310
153 153 153
146136126 124 122 120118116114
X20CrMoV121 ≤80
690～
840
490 230 230 230 230230230 230 230 230230220213
15NiCuMoNb5 ≤60
610～
760
440 203 203 203 203 203203 203 203 200182163140
≤16 255
16≤40
245 st45.8/Ⅲ
40≤60
410～
530
235
28
≤40 270
15Mo3 40≤60
450～
600 260
95 78 62 49 39 31
≤40 290 118108
40≤60
280 111108
13CrMo44
60≤80
440～
590
270 104104
91 77 62 52 40 32 26 22
≤40 280 113
40≤60
270 113
10CrMo910
60≤80
450～
600
260 112
101 90 78 68 60 52 45 38 34 29
≤40 320 117115 113
14MoV63 401.65时,k =1;
h――尺寸系数,见附表2.1;
Sn――连接管的公称壁厚(mm);
R――弯管或弯头的弯曲半径(mm);
r――连接管的平均半径(mm).
(二)焊接弯管的柔性系数
焊接弯管是由若干个扇形节组成的,在特定荷载条件下的性态与光滑弯管的性态相似,
但在管段斜接面处,结构不连续将导致更大的局部应力.
根据Markl的试验,焊接弯管柔性系数的表达式为
k
h
=
152
56
.
/
(三)三通,接管座,大小头的柔性系数
通常认为它们与连接管的柔性相同,其柔性系数取用k=1.
(四)应力增强系数
在持续外载,偶然荷载,热胀和冷缩等弯矩的作用下,弯管,三通等管件上将产生局部
的应力集中.因此,在进行应力计算时,要计入应力增强系数以考虑应力增大的影响.理论
和试验证明,要计算局部应力状态比较复杂,且与管件柔性有关,故在工程应用上一般都采
用经验式.
本规定采用Beskin的理论和Markl的试验,对于弯制弯管,弯头,焊接弯管,三通等
管件,不论是平面弯曲,还是非平面弯曲,统一采用下式计算应力增强系数i:
i
h
=
09
23
.
/
对于接管座(只校核支管端)用下式计算i:
i
r
s
r
s
s
s
r
r
=
15
23 12
.
''
//
mh
nh
mb
mh
nb
nh
mb
p
式中 rmh――主管平均半径(mm);
snh――主管公称壁厚(mm);
r'mb――支管平均半径(mm);
snb――支管公称壁厚(mm);
rp――接管座加强段的外半径(mm).
附表 2.1a 柔性系数和应力增强系数
名 称
尺寸系数
h
柔性系
数
k
应力增
强系数
i
简 图
弯制弯管和弯头
[见注:1,2,3,9] 2
n
r
RS
h
65.1
3/2
9.0
h
窄间距焊接弯管
[见注:1,2,3]
bB≥6Sn
θ≤22.5°
2
cotθb
R=
2
n
2
cot
r
bSθ
6/5
52.1
h
3/2
9.0
h
宽间距焊接弯管
[见注:1,2,4]
b≥r(1+tanθ)
θ≤22.5°
2
)tan1(θ+
=
r
R
r
S
2
)cot1(nθ+
6/3
52.1
h
3/2
9.0
h
锻制三通
按ANSI B16.9
[见注:1,2,10]
r
Sn4.4
1
3/2
9.0
h
加强三通
[见注:1,2,5,10] 2/3
n
2/5
n
)(
)
2
(
Sr
S
Sr+
1
3/2
9.0
h
无加强三通
[见注:1,2,10] r
Sn1
3/2
9.0
h
附表 2.1b 柔性系数和应力增强系数
名 称
柔性系数
k
应力增强系数
i
简 图
接 管 座
[见注:1,6]
1
只供校核支管端用
))(()()(5.1
p
mb
nh
nb2/1
mh
mb3/2
nh
mh
r
r
S
S
r
r
S
r′′见附图2.3
对 接 焊
[见注:1,12]
S≥6mm
δmax≤3.2mm
δavg/S≤0.13
1 1.0
对 接 焊
[见注:1,12]
S≥6mm
δmax≤3.2mm
δavg/S=任何值
1
对接焊
[见注:1,12]
S1.5Sn时,h=4.05 Sn/ r .
6.只有满足下述条件才能适用此公式:
1)接管座已满足开孔补强的要求;
2)支管之轴垂直于主管壁的表面;
3)对于主管上有几个接管座者,相邻两个接管座之间的中心距,沿主管外表面所测
得的弧长在轴向上不得小于该两个接管座内半径总和的3倍或沿主管周向不得小于该两个
半径总和的2倍;
4)内角半径r1(见附图2.3)在10%Snh和50%Snh之间;
5)外角半径r2(见附图2.3)不得小于Sb/2,(Snb+y)/2(见附图2.3)和Snh/2中的较大值;
6)外半径r3不得小于以下两者中的较大值(见附图2.3):0.002θdo2(sinθ)3与附图
2.3中简图a和b所示的加厚部分的乘积;
7) rmh/Snh≤50和r′mb/rmh≤0.5.
7.只有满足下列条件才能适用此公式:
1)锥角α不得大于60°,且大小头为同心圆;
2)D1/S1和D2/S2两者取用较大值,但不得超过100;
3)整个大小头的壁厚不得小于S1,但紧接小头端部除外,该处壁厚不得小于S2.
8.所示系数适用于弯曲;对于扭转,柔性系数为0.9.
9.对接焊铸造弯头的壁厚要比连接管子的壁厚大得多,设计者应加以注意,并考虑
较大壁厚的影响,否则会造成较大的误差.
10.附表中所示的应力增强系数i是由等径三通的试验中得到的,对于异径三通,在
没有获得足够数据之前,可采用等径三通的数据.
11.对于套接焊管件,若焊趾与管壁过渡平滑(见附图2.4,d的凹面不等边角焊),则
应力增强系数i可以取用1.3.
12.此应力增强系数用于管子壁厚为0.875Sn和1.1Sn之间的对接焊口,其轴向距离为
DS00为管子公称外径,Sn为直管公称壁厚,δavg为错边的平均值.
13.对于单筋或蝶式加强焊接三通,h=3.25Sn/r,i=0.9/h2/3.
14.对于热挤压三通,
h
r
r
s
r
=+
12n
.式中r2为过渡区外半径,如简图所示:
15.对大口径薄壁弯头和焊接弯头的柔性系数和应力增强系数,如果要考虑内压的影
响,则可按下列方法修正:
1)经内压修正后弯头的柔性系数为
k
k
p
E
r
S
R
r
p=
+
16
1313
n
//
2)经内压修正后弯头的应力增强系数为
i
i
p
E
r
S
R
r
p=
+
1325
5223
.
//
n
式中p――设计内压力(MPa);
E――管材的弹性模量(MPa);
r――管子平均半径(mm);
Sn――直管公称壁厚(mm);
R――弯管的弯曲半径(mm).
附图2.1 尺寸系数h与柔性系数k和应力增强系数i的关系
附图2.2 尺寸系数h与修正系数C的关系
附图 2.3 接管座的尺寸图
rmb'―支管平均半径(mm);S Nb―支管公称壁厚(mm); S b―接管座加强有效厚度(mm);
r1, r 2, r 3―接管座加强部分过渡区半径(mm);rmh―主管平均半径(mm);Snh―主管公称壁
厚(mm);
do―支管外径(mm);rp―接管座加强部分的外半径(mm);θ―接管座加强部分过渡段角度
( °);
L1―接管座高度(mm)
附图 2.4 角焊尺寸
(a)凸面等边角焊;(b)凹面等边角焊;(c)凸面不等边角焊;(d)凹面不等边角焊
附录三 本规定用词说明
一,执行本规定的条文时,对于要求严格程度的用词说明如下,以便在执行中区别对待.
1.表示很严格,非这样做不可的用词:
正面词采用"必须";
反面词采用"严禁".
2.表示严格,在正常情况均应这样做的用词:
正面词采用"应";
反面词采用"不应"或"不得".
3.表示允许稍有选择,在条件许可时,首先应这样做的用词:
正面词采用"宜"或"可";
反面词采用"不宜".
二,条文中指明应按其他有关标准,规范的规定执行,其写法为"应按……执行"或"应
符合……要求".如非必须按照所指的标准,规范执行时,采用"可参照……".
______________
附加说明
主要编写人:王致祥
火 力 发 电 厂
汽水管道应力计算技术规定
SDGJ 6―90
条 文 说 明
前 言
SDGJ6―90《火力发电厂汽水管道应力计算技术规定》业经能源部电力规划设计管理局
颁发执行.为了帮助理解和正确贯彻规定条文,我们决定出版本规定条文的编制说明.
本编制说明主要阐述本规定条文的制定依据,对条文含义作必要的解释,并附有关资料
供使用时参考.
该规定编制的主要原则是:
一,吸收对内搞活,对外开放以来工程投标和工程设计方面的经验,并认真搜集了国外
电站管道设计标准,规范和工程咨询公司的有关设计准则,吸取其有益部分.同时,注意结
合我国国情和本规定使用的延续性.
二,分析计算以采用电子计算机为主,规定中增加了验算管道承受偶然荷载下应力计算
的有关内容.
三,本规定除编入国产钢材资料外,还增列了工程中常用的苏联,联邦德国,美国,日
本等钢材的许用应力值和有关物理性能数据.
各单位在使用本技术规定及编制说明过程中,如发现有不妥或需要补充之处,请随时函
告我局和负责日常管理工作的华东电力设计院.
能源部电力规划设计管理局
1990年5月
第一章 总 则
第1.0.1条 管道应力计算的任务除按原规定应验算管道在内压,自重和其他持续外载作
用下所产生的一次应力和在热胀,冷缩及其他位移受约束时所产生的二次应力之外,还要求
验算管道承受偶然荷载时产生的应力,但验算未包括热瞬态应力,亦尚未具备条件规定验算
管道和零部件可能出现的峰值应力来进行疲劳分析和蠕变-疲劳交互作用的分析.管道零部
件的结构,尺寸,加工等应符合《汽水管道零件及部件典型设计》的要求,尽量避免出现有
结构不连续之处.凡管道有开孔的部位,都应进行补强计算和应力分析.对于工作温度大于
或等于566℃的高温管道,必要时可参考联邦德国TRD301附件1和TRD508或美国ASME
Code CaseN-47的有关规定进行验算.
第1.0.2条 本规定适用于以低碳钢,低合金钢和高铬钢(含铬量小于及等于12%)为管材
的火力发电厂汽水管道,不适用于奥氏体钢管.因为奥氏体钢管在材料选择,制造加工,安
装检验,许用应力值的确定和计算方面都有不同的要求.
图 1.0.3
第1.0.3条 管道的热胀应力按冷热态的应力范围验算,因为管道热胀受约束时所产生的
初始应力σc,并非恒定不变.在热态工况之下,如果初始热应力达到某一限定值,则会由
于局部屈服或蠕变而出现应力降低现象,所降低的应力,当管系回到冷状态时,往往会在反
方向出现.这种自弹的现象,类似管系的冷紧,称为自拉.自拉的量值与管材的性能,初始
热胀应力和安装应力的大小,管道在热态下持续运行时间的多少以及工作温度的高低都有密
切的关系,而且很难作准确的度量.尽管管系应力松弛是个未知数,但是管系在任一循环中
冷热态应变量的总和大体上是保持不变的.为了计算方便,可验算许用应力范围,并考虑能
与钢材冷热态的许用应力值相联系起来.管道热胀应力的计算中采用全补偿值和钢材在20
℃的弹性模数,得出的是应力范围,这样就可以将复杂的弹塑性管系简化成当量弹性体进行
分析,其原理如图1.0.3所示.图中εv为应变范围,εe为弹性应变,εp为塑性应变.σv
为按全补偿值由弹性方法计算的当量应力,用以作为应力范围,它与应力松弛的大小无关.
采用此验算方法时忽略了热胀应力对管道可能产生的蠕变以及材料在拉伸屈服后再承受压
缩时,其压缩屈服极限将略小于原来冷态屈服极限的鲍辛格效 应.
管道的热胀应力属于二次应力,这是由于管道变形受约束所产生的正应力和剪应力本身
不是直接与外力相平衡的,而具有自限性的特点.当局部屈服和产生小量塑性变形就能使在
工作状态下的热胀应力降低下来.对于采用塑性良好材料的管材,在初次加载时,热胀应力
一般不会直接导致它破坏,只有在应变多次重复交变的情况下,才能导致它破坏.因此对于
热胀应力的限定,并不是指一个时间的应力水平,而是取决于交变的应力范围和交变的循环
次数.但是管道对设备的推力和力矩应按在冷态和工作状态下可能出现的最大值进行验算,
尤其是对汽轮机和泵等敏感设备,更应慎重,因为即使是短时间内作用力比较大,也会对设
备造成不良的影响.
第1.0.4条 冷紧可以减小管道运行初期的热态应力,促使管道的冷热态应变达到最佳的
自均衡,减小管道运行初期在工作状态下可能出现的屈服塑性变形和初始热胀应力所产生的
蠕变,对于蠕变条件下工作的管道的长期安全运行是有利的.冷紧还可以减小管道运行初期
在工作状态下对设备和端点的推力,可以作为防止管系产生弹性转移和局部过应变的一项措
施.从交变的观点来说,冷紧与管道热胀应变的总幅值无关,所以在验算热胀应力范围时,
不必考虑冷紧的影响.
第1.0.5条 管系挠性分析是在假定整个管系为弹性体后进行的.这样的假定即使对管系
中有许多点或相当大的区域出现塑性变形有足够的准确性,但它不能反映出不平衡系统中实
际应变分布的情况,如下述情况就会出现有应力不平衡的现象:
(1)小管子与大管子或刚性较大的管子串联连接在一起时,小管子的部分会出现过高的
应力;
(2)局部缩小管道断面尺寸或局部采用强度性能较差的材料时,将产生应力不平衡现象;
(3)管系布置不合理,管系中的小部分远离推力线时,这小部分管道吸收大部分的热胀
应变而出现应力不平衡现象.
如果上述情况不能避免,应采用合理的限位装置或冷紧等措施,以缓和弹性转移,防止
局部区域的应变集中.当然亦可进行复杂的弹塑性有限元计算,建立可靠的方法来计算由于
弹性转移所引起的变形和应变的积累是否在允许的范围之内,以保证高温管系的安全.
ASME C.C.N-47规定应将可能发生弹性转移的二次应力,作为一次应力,按荷载控制
量的要求进行验算,这是相当保守的.国际上现虽已有多种有关管系弹性转移的简化计算方
法,但都不成熟,所以没有把它们列入计算规定.
第1.0.6条 汽水管道应力计算仅是设计工作的一部分,因此使用本规范进行应力计算的
汽水管道,还应遵守《火力发电厂汽水管道设计技术规定》.
第二章 钢材的许用应力
第2.0.1条 钢材的基本许用应力,应根据钢材的有关强度特性,取下列三项中的最小值:
σ20
b/3,σt
s/1.5或σt
s(0.2%)/1.5,σt
D/1.5
这与原规定基本相同,安全系数亦不变,只取消σb
t
强度指标的一项,因为多年来的实
践证明取用σt
b /3的意义不大.现国内外中,低温管材的许用应力主要取决于在室温下的抗
拉强度或在工作温度下屈服强度的指标,生产厂家已不再提供计算温度下抗拉强度的指标.
GB 9222―88亦已将以σt
b为基准的指标改为以σ20
b为基准.以抗拉强度或屈服极限为基准
的强度指标是可以在短时间内对材料进行试验取得的,称为与时间无关的强度指标,应取用
其最小值除以一定的安全系数确定许用应力;而以105h持久强度为基准的强度指标,并不
是在短时间内试验可以取得的,称为与时间有关的强度指标,一般可取用其平均值除以一定
的安全系数确定许用应力.持久强度值的分散带规定应在±20%之内.
以抗拉强度为指标确定许用应力时,安全系数采用3,在一定意义上来说是指管道设计
压力不应超过爆破压力的1/3,这符合我国劳动总局压力容器安全监察规程中的设计规定及
我国多年来制造,加工,使用的实践经验.倘以弹性方法计算的局部应力集中系数不大于3
时,则既可不超过材料的抗拉强度,亦可不超过安定分析的规定,即应力范围在屈服极限的
两倍以下,可防止在管件局部应力集中处发生低周疲劳裂纹或脆性破坏.
以屈服极限为指标确定许用应力时,安全系数取用1.5,这与以抗拉强度为指标确定许
用应力的安全系数取用3相协调,即
33
15
2[]
.
σ
σ
σ=× =s
s.对于碳钢及低合金钢,抗拉强度
约为屈服极限的两倍.
用与时间有关的强度指标105h持久强度平均值除以安全系数1.5确定许用应力,这与
现在国际上大多数国家的有关规定相同.以105h持久强度值作为一项强度指标,这并不意
味着管道和零部件的设计寿命只有105h,而是指在运行105h的情况下,还有一定的安全系
数,可以再继续运行,但需进行必要的检验和监察.实践证明,按此准则设计的大多数高温
管道和零部件,除特殊情况之外,经检验后大都可以安全运行至2.5×105h或更长的时间.
最近各国都在注意制定延长使用寿命的检验导则,以祈将使用寿命延长至50年或更长的时
间. 英国BS806原规定高温管道和部件的许用应力取用105h持久强度值除以安全系数1.5.
这样设计的管道和部件,现经检验大都可以安全运行至2.5×105h或更长的时间.CEGB的
分析认为进行持久强度值试验的试件,其直径一般都在5～10mm,因在空气中进行长期试
验,故不可避免地会产生氧化作用,使试验的蠕变断裂应力值低于实际运行管道的断裂应力
值.BS806―1986的规定分别列有105h,2×105h和2.5×105h不同设计寿命的许用应力值,
实际上是取用该时间持久强度平均值除以安全系数1.3,这与ISO的规定相同.当使用寿命
大于设计寿命时应遵照PD6510(The Art of Assessing Remanent Life ofPressure Components
and Pressurized Systems Designed for High Temperature Service)的规定进行检验.
联邦德国DIN2413和TRD-300规定高温管道和零部件的许用应力为2×105h持久强度
平均值除以安全系数1.25.这是因为联邦德国已有多种钢材具备2×105h持久强度值的指标,
故可以适当降低取用的安全系数值,但是对DIN17175-79以外的钢材,规定还应采用105h
持久强度平均值除以安全系数1.5.联邦德国对高温管道的设计寿命和剩余寿命的定义如图
2.0.1所示.管道的检验和监察应遵照TRD-508的规定.
图 2.0.1
我国常用的三种联邦德国钢材在工作温度下的许用应力,按本规定和联邦德国DIN2413
的规定所确定的值,比较如表2.0.1所示.
从表2.0.1可知,按本规定所确定的许用应力值比联邦德国DIN2413或TRD-300的规
定所确定的许用应力值偏于保守.
苏联《锅炉元件强度计算标准》和管道应力计算导则PTM24 038 08-72规定高温管
道取用与时间有关的强度指标105h持久强度平均值除以安全系数1.5确定许用应力,但没
有明确指出高温管道和零部件的设计寿命,直至1979年才规定电厂高温管道的计算寿命应
按2×105h考虑.苏联ГОСТ108 031 02-75标准第三次修订本提供了高温管道计算寿
命为2×105h的许用应力值.
表 2.0.1
钢种和工作温度
设 计 规 定 st45.8
440℃
10CrMo910
540℃
X20CrMoV121
560℃
本规定
取用105h持久强度平均值除以安全系数
1.5的许用应力值(MPa)
52.67 52.00 74.67
联邦德国DIN2413
取用2×105h持久强度平均值除以安全系
数1.25的许用应力值(MPa)
53.60 54.40 76.80
美国ASME B & PV Code Section Ⅰ规定高温管道和零部件的许用应力值,取用105h
持久强度平均值除以安全系数1.5和105h蠕变应变为1%的应力值中的较小值.电厂管道设
计准则B 31.1-1989的许用应力值与ASME B & PV Code Section I &Ⅱ的规定相同,除
特殊情况外,认为一般高温管道和部件的设计寿命可达40年(对于二班制运行的电厂,至少
可达30年).最近EPRI已制定RP2596等检验导则,以祈使用寿命延长至50年或更长的时
间.
第三章 管道的设计参数
本规定的设计参数只提出了火力发电厂中主要汽水管道的设计压力和设计温度,并不包
括所有汽水管道的设计参数.
第3.0.1条 管道设计压力的取用方法说明如下:
一,主蒸汽管道的设计压力,取用锅炉过热器出口的额定工作压力,这与原规定相同.
现引进国外技术,由国内生产的300MW和600MW机组或部分进口机组允许超压5%运行,
因此主蒸汽管道的设计压力应考虑加上5%的超压值(简称 5%OP).
二,再热蒸汽管道的设计压力,取用汽轮机最大计算出力工况(调节汽门全开,简称VWO
或VWO+5%OP)下热平衡中高压缸排汽压力的1.15倍,这与原规定相同,但原规定没有明
确写明应取用汽轮机的能力工况或最大计算出力工况.实际上再热蒸汽管道的设计压力应与
再热器的设计压力相协调.
我国GB 9222―88《水管锅炉受压元件强度计算》第4.3.1条规定:对于再热蒸汽管子
或管道,计算压力p取锅炉额定负荷时管子或管道中介质的最大工作压力的1.15倍.
EBASCO设计准则规定:低温再热蒸汽管道和高温再热蒸汽管道的设计压力均应等于
锅炉再热器的设计压力,而再热器压力部件的最小压力为再热器进口工作压力加上15%的
裕度.
美国某A/E公司的设计准则规定:可先从再热系统所容许的压降和汽轮机中压缸的进
汽压力计算高温再热蒸汽管道的设计压力,即再热器出口安全阀的最低整定压力;低温再热
管道的设计压力应与锅炉再热器的设计压力相同.其详细的计算方法如下:
(1)高温再热蒸汽管道的设计压力,取汽轮机最大计算出力工况(VWO+5%OP)下热平衡
中中压缸进口处的蒸汽压力,再加上:
1)汽轮机制造误差5%;
2)汽轮机老化5%;
3)中联门阻力3%;
4)高温再热蒸汽管道的阻力.
(2)低温再热蒸汽管道的设计压力(或再热器的设计压力),取用高温再热蒸汽管道的设计
压力,再加上:
1)再热器的阻力;
2)低温再热蒸汽管道的阻力.
英国BS 806―1986规定:低温再热管道的设计压力应为再热蒸汽系统中安全阀最高的
整定开启压力;高温再热管道的设计压力应为再热蒸汽系统中安全阀最低的整定压力.
IEC 1970年版对于汽轮机规定:再热器安全阀应整定得使再热器前的压力不超过汽轮
机在额定出力时排汽压力的120%,1985年版改为125%.该规定中的额定出力,并不是指
汽轮机的能力工况或最大计算出力工况,而是指在正常工况下汽轮机的额定出力.现以国产
600MW机组为计算示例:
(1)参照IEC 1985年的规定,再热管道的设计压力取额定出力下高压缸排汽压力的1.25
倍,即35.57kgf/cm2×1.25=44.46kgf/cm2*;
*1kgf/cm2=98MPa.
(2)EBASCO设计再热管道的设计压力取再热器进口工作压力的1.15倍,即 551psig×
1.15=633psig,取用630psig(44.3kgf/cm2);
(3)本规定取VWO+5%OP工况下高压缸排汽压力的1.15倍,即38.5kgf/cm2×
1.15=44.28kgf/cm2.
三种不同规定得出的设计压力差异不大.
高,低温再热蒸汽管道的设计压力如能分别确定就较为合理,则补充规定,对于高温再
热蒸汽管道的设计压力,可减至再热器出口安全阀的最低整定动作压力.日本火力发电技术
标准亦有同样的规定,但设计开始为简化起见,往往将高,低温再热蒸汽管道的设计压力取
成相同,也不会造成太大的影响,因为再热蒸汽的压力数值不大.
三,汽轮机非调整抽汽管道的设计压力,取汽轮机最大计算出力工况(VWO或
VWO+5%OP)下热平衡中抽汽压力的1.1倍.这与美国某A/E公司设计准则的规定相同.
EBASCO设计准则规定为1.15倍,似偏大.此外,美国A/E公司还规定抽汽管道的压降从
汽轮机抽汽口至加热器壳体,不得超过汽轮机抽汽口压力的5%.
图 3.0.1-1
四,汽轮机调整抽汽管道,背压式汽轮机排汽管道和减压装置后蒸汽管道的设计压力,
分别取其最高工作压力,这与原规定相同.最高工作压力亦可认为是安全阀开启的整定压力.
五,与直流锅炉启动分离器连接的汽水管道,取用各种运行工况中可能出现的最高工作
压力.由于我国采用多种形式的直流锅炉,具有各种不同的启动分离器系统,故难于作更具
体的规定.现以与上海锅炉厂300MW机组配套的改进型UP直流锅炉启动分离器系统为例
(图3.0.1-1)说明,在启动分离器进口调节阀(国际通用编号202和207阀门)之后的管道设计
压力,应取用启动分离器的设计压力或安全阀开启的整定压力;调节阀(202和207)之前的
管道设计压力,应取用与锅炉相联部分受热面的设计压力.启动分离器出口调节阀(国际通
用编号205,220,230,231,240,241阀门)之前的管道设计压力,应取用启动分离器的设
计压力或安全阀开启的整定压力;调节阀(240,241)之后的设计压力可取用pg40,调节阀(205)
之后的设计压力,应取用与锅炉相联部分屏式过热器的设计压力,调节阀(220)之后的设计
压力,取用#8高压加热器的设计压力,调节阀(230,231)之后的设计压力,取用除氧器的设
计压力.
六,主给水管道设计压力的取用分两种情况:
(1)对于从不可调速电动给水泵出口至锅炉省煤器进口的管道和从前置泵至主给水泵的
管道,其设计压力取用泵的特性曲线最高点对应的压力与进水侧压力之和,这与原规定相同.
按EBASCO设计准则,采用定速给水泵时,主给水管道的设计压力遵照以下的规定:
1)给水泵出口至给水调节阀之间主给水管道的设计压力,取给水泵在最小流量时的出口
压力;
2)给水调节阀之后主给水管道的设计压力,取用汽包安全阀开启的整定值(对于直流锅
炉取用省煤器设计压力)加上静压以及锅炉最大连续出力时给水经过锅炉承压部件与给水管
道系统总压降的110%(不计调节阀的压降).
日本通产省的《火力发电技术标准》中,对于主给水管道设计压力作如下 规定:
1)给水调节阀至省煤器进口之间主给水管道的设计压力,取用省煤器入口最高工作压力
的1.15倍和省煤器入口最高工作压力加1.47MPa(15kgf/cm2)两者中的较小 值;
2)给水调节阀之前主给水管道的设计压力,取用给水泵在最小流量时的出口压力和省煤
器入口最高工作压力的1.5倍两者中的较小值.
在验算给水泵最小流量时的出口压力时,国外采用两种方法:一是按泵打冷水时的冷态
工况进行计算;另一是按工作状态进行计算,再校验所选用的管子是否能满足冷态打冷水时
超压下的最大应力,不超过该温度下许用应力的1.2倍.前者比较保守,而后者比较合理.
当采用定速电动给水泵时,应该认为从泵出口至给水调节阀主给水管道的设计压力取用
泵出口最小流量时的压力比取用泵特性曲线的最高点(shut off head)对应的压力更为合理.
但是取用泵出口最小流量时的压力时,一般还应考虑加上3%泵的制造误差.在设计开始,
难于取得泵的详细数据,加上我国习惯将给水调节阀布置在炉前,调节阀与省煤器之间的给
水管道较短,似没有必要再分段进行计算,故仍按原规定不变.至于电动给水泵需要验算打
冷水工况的条件时按应力计算第6.0.1条二的规定.
(2)对于从可调速给水泵出口至泵出口关闭阀的主给水管道设计压力,取用泵在额定转
速下特性曲线最高点对应的压力与进水侧压力之和.
从泵出口关闭阀至锅炉省煤器进口主给水管道的设计压力,取用泵在额定转速及设计流
量下泵出口压力的1.1倍与进水侧压力之和,这与原规定基本相同,仅是将额定流量改为设
计流量,这样较为合理.
按EBASCO设计准则,采用变速给水泵时,主给水管道的设计压力遵照以下规定:
取用泵在额定转速及设计流量下的出口压力加上传动设备超速(一般考虑5%)到遮断器
动作的限值所引起的附加压力升高值,且不得小于泵在设计转速下打冷水时,泵出口阀关闭
时出口压力的83.5%(即1/1.2的比值).此外还规定,给水管道的设计压力必须与所连接的高
压加热器管子及水室的设计压力相等.
美国另一家A/E公司的设计准则对主给水管道的设计压力采用以下的规定:
1)给水泵出口至高压加热器进口的关闭阀(包括至旁路阀)主给水管道的设计压力为给水
泵可能出现的最大压力,通常为泵在额定转速下,阀门突然关闭时的压力(shut off head)加
上进口侧的压力及3%泵的压头余度.
2)从高压加热器进口关闭阀至省煤器进口阀门主给水管道的设计压力规定如下:
对于汽包锅炉,为汽包的设计压力加上225psig和汽包设计压力的25%这二者中的较小
值,再加上高压加热器进口关闭阀至省煤器入口之间的静压和加热器及主给水管道在设计流
量下的压降;
对于直流锅炉,为过热器在VWO+5%OP时的出口压力加上高压加热器进口关闭阀至
省煤器入口之间的静压和省煤器进口至过热器出口间的压降,以及加热器及主给水管道在设
计流量下的压降;
为保证运行压力不超过设计压力,自动控制系统设有连锁装置,以保证高压加热器后的
关闭阀无论如何应比高压加热器进口关闭阀先开启.
给水设计流量通常采用VWO+5%OP工况下计算的最大流量再加上5%的余量,这是考
虑到给水泵叶轮磨损和系统老化等.
联邦德国和瑞士一些公司组成的集团对主给水管道设计压力的计算示例如图3.0.1-2所
示:
图 3.0.1-2
1)给水泵出口至第一个关闭阀的设计压力,取给水泵在最小流量时(冷态)的压力
420bar*,加上3%泵的压头余度13bar,再加上进水侧压力1bar,即434bar.
* 1bar=0.1MPa.
2)给水泵出口第一个关闭阀至锅炉入口第一个关闭阀的设计压力取用泵在额定转速及
设计流量时(热态)的出口压力的1.1倍,即339bar.
3)锅炉入口第一关闭阀后至省煤器管道的设计压力,取用高压旁路开启时给水泵的出口
压力279bar加上锅炉本体的压降47.3bar,再加上10%的余度,为359bar;
4)高压加热器的设计压力和从给水泵出口第一个关闭阀至省煤器入口主给水管道的设
计压力,取用2),3)两数中的较大值.
第3.0.2条 管道设计温度的取用方法说明如下:
一,主蒸汽,高温再热蒸汽管道的设计温度,应分别取用锅炉在额定蒸发量时过热器,
再热器出口的额定工作温度加上锅炉正常运行时所允许的温度偏差值,后者一般取用5℃.
美国ANSI B31 1第101.3.2条(c)规定:与锅炉过热器,再热器,省煤器所连接的蒸
汽和给水管道的设计温度应该为预期连续运行的温度,再加上设备制造厂所保证的最大温度
偏差值.无论是日本还是联邦德国等国家的规范,也都有类似的规定.此温度偏差值是指锅
炉在正常负荷变动率之下所允许的温度偏差,包括锅炉汽温调节的允许误差,一般取用+10
°F或+5℃,但并不包括负荷在阶跃+10%和FCB时汽温所产生的变化,后者属于第6.0.1
条二,的规定.
联邦德国DB锅炉厂所提供的本生式直流炉汽温调节和负荷变动对汽温产生的变化保
证值,列于表3.0.2以供参考:
表 3.0.2
负荷变动率
每分钟3%
30%～50%B-MCR
每分钟5%
50%～100%B-MCR
温度变化
增负荷 减负荷 增负荷 减负荷
阶 跃
+10%
FCB
主蒸汽温度(℃) ±4 ±4 ±5 ±5 ±7 ±6
高温再热蒸汽温度(℃) ±4 ±4 ±5 ±5 ±7 ±6
图 3.0.2
国外A/E公司的设计准则对主蒸汽管道和高温再热蒸汽管道的设计温度,大多数以汽
轮机进口处的蒸汽设计温度为基准,再加上管道压降所引起的温降和锅炉制造厂汽温调节所
允许的偏差值,后者一般取用5℃.例如,汽轮机进口处的蒸汽设计温度为538℃,锅炉出
口蒸汽额定温度选用541℃,则主蒸汽或高温再热蒸汽管道的设计温度取用546℃.
我国习惯取用锅炉在额定蒸发量时过热器,再热器出口的额定工作温度为基准,如汽轮
机进口处的设计温度为535℃,锅炉过热器和再热器出口的额定工作温度取用540℃,加上
允许温度偏差5℃,那么主蒸汽管道和高温再热蒸汽管道的设计温度为545℃.
二,低温再热蒸汽管道的设计温度,可以汽轮机最大计算出力工况下热平衡中高压缸排
汽参数为基准,等熵求取管道在设计压力下的相应温度,如图3.0.2所示.
在h-s图中,先查得运行压力p1和温度t1的交点A,然后沿等熵线自e垂直向上,查得
与设计压力p2的交点B,B点的相应温度t2即为设计温度.国外A/E公司都采用同样的规
定.
以上是指高,中压缸同时启动的汽轮机组.对于具有二级旁路的系统,如果采用中压缸
先启动,而高压缸空转时,就有可能由于鼓风,排汽温度升高,这时低温再热蒸汽管道的设
计温度应采用制造厂提供的可能出现的最高工作温度.
三,对汽轮机非调整抽汽管道,亦应等熵求取管道在设计压力下的相应温度.
四,汽轮机调整抽汽管道,背压式汽轮机排汽管道和减温装置后蒸汽管道的设计温度分
别取用其最高工作温度,这与原规定相同.
日本东芝公司的设计规定,对于高压旁路减温装置后蒸汽管道的设计温度,取用减温装
置所整定的出口温度加上50℃,这是考虑到汽轮机采用中压缸启动时,减温装置后的管道
温度会升高.
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