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DLGJ 23—81 火力发电厂汽水管道设计技术规定 电力工业部电力建设总局 关于试行《火力发电厂汽水管道设计技术规定 DLGJ 23—81》的通知 2

时间:2012-5-28 14:42:50 作者:标准吧 来源:DL 阅读:1672次
DLGJ 23—81 火力发电厂汽水管道设计技术规定 电力工业部电力建设总局 关于试行《火力发电厂汽水管道设计技术规定 DLGJ 23—81》的通知 2
当直管段内有支吊架或疏水管接头时,还应根据需要适当加长。 第4.17条在三通附近装设大小头时,在汇流三通情况下,大小头应布置在汇流前的管 段上:存分流三通情况下,大小头应布置在分流后的管段上。 水泵进口水平管道上的偏心大小头,应采用偏心向下布置。 第4.18条阀门应尽量布置在便于操作、维护和检修的地方。重型阀门和较大的焊接式 阀门一般布置在水平管道上,且门杆垂直向上。重型阀门还应考虑必要的起吊设施。 对于法兰连接的阀门或铸铁阀门,应布置在补偿弯矩较小处。 水平布置的阀门,门杆不得朝下。 150mm 以上。否则,应考虑简便的操作措施。 图4-4 第4.19条布置在垂直管段上直接操作的阀门,操作手轮中心距地面(或楼面、平台)的高度,一般为1300mm(见图4-4)。 平台外侧直接操作的阀门,操作手轮中心(对于呈水平布置的手轮)或手轮平面(对于呈垂直布置的手轮)离开平台的距离,不宜大于300mm(见图4-4)。 任何直接操作的阀门手轮边缘,其周围至少应保持有150mm的净空距离。 第4.20条 当阀门不能在地面或楼面进行操作时,应装设阀门传动装置或操作平台。传 动装置的操作手轮座,应布置在不妨碍通行的地方,并且万向接头的偏转角不应超过30°, 连杆长度不应超过4m。 第4.21条介质温度为500℃及以上的每条主蒸汽和高温再热蒸汽管道,应装设蠕变监 察段。其位置应在靠近过热器或再热器出口联箱的水平管段上。每条管道除监察段外,还应 装设3~6组蠕变测点。 蠕变监察段的长度,应不小于4500mm。所用钢管原长度应不小于5100~5500mm,并 且必须挑选实际壁厚负偏差最大的同牌号管段。设计开列材料时,应有相同长度的备用管段。 每组测点的数量视管径而定。当Dg≥350时,同一圆周上装8个测点:当Dg<350时, 一般装4个测点。 在蠕变监察段上,严禁装设支吊架和各种接管序。 对于蝙变测点的外表面,应有保证其光洁的措施。保温层应设计成活动式的结构。 蠕变监察段处应有测量平台。 第4.22条在介质温度为450℃及以上的主蒸汽和再热蒸汽管道上,一般装设位移指示 器。其装设位置必须在能确切反映管道补偿状况或支吊架工作状况的地方。指示板装设位置 及方向,应便于安装和检查。 第4.23条 流量测量装置(测量孔板或喷嘴)前后应有一定长度的直管段装置前不应小 于管子内径的20倍,装置后不应小于管子内径的6倍。当布置无法满足上述要求时,最小 不得小于10倍(装置前)和3倍(装置后)。 流量测量装置应装设在便于维修的地方,必要时可设置维修平台。 在流量测量装置前后允许的最小直管段长度内,不宜装设疏水管或其他接管座。 第三节 管道的补偿 第4.24条应充分利用管道本身柔性来补偿管道的热伸长。当自补偿不能满足要求时, 必须增设补偿器。 当采用波型补偿器时,可利用补偿器的轴向变形来吸收直管段的热伸长,也可利用补偿 器的弯曲变形组成绞链式补偿装置来吸收管道径向的热伸长量。 在锅炉安全阀排汽管上,.可采用套筒式补偿器和疏水盘。 第4.25条 采用自补偿及Ⅱ型补偿器的管道,管道应力应按照《火力发电厂汽水管道应 力计算技术规定SDGJ6—78》 此技术规定的新版本为SDGJ6—90。进行计算。 第4.26条 同一条规格管子、两端固定、中间无限位支吊点、无分支的管道,其自补偿能力是否满足要求,可按下式初步判别: (4-1) 式中 —管子公称通径(mm); △—管道三个方向热伸长量的向量和(mm); L—管道展开长度(m); U—量固定点间的直线距离(m)。 第4.27条 仅承受轴向热伸长的波型补偿器所需组数,按下式计算: n≥ (4-2) 式中 n —需要的补偿器组数; △—补偿器承受的热伸长量(mm); △max—在50%的冷紧条件下,一组补偿器允许的最大位移量(mm)。 焊制波形补偿器通常由单波、双波或三波组成。当所需波节数超过三个时,应采用多组 补偿器,此时相邻两组补偿器之间,都应装设一个固定支架。 波型补偿器承受轴向位移时产生的推力,按下式计算。 Nz= Nnyh+ Ntx (4-3) 式中Nz —补偿器产生的轴向推力(kgf); Nnyh—波节环面上的内压推力(kgf); Ntx—补偿器的弹性推力(kgf)。 补偿器受压缩时取“+”号,补偿器受拉伸时取“-”号。 当管道设计压力和计算位移量与选用的波型补偿器的设计计算取值不一致时,可按下列 公式修正: Nnyh=Nnyh′× (4-4) Ntx=Ntx× (4-5) 式中Nnyh′—波型补偿器设计波节环面上的内压退力(kgf); Ntx—波型补偿器设计弹性推力(kgf); —管道设计压力 (kgf/cm2); 一波型补偿器本身的设计压力(kgf/cm 2); 一补偿器承受的热伸长度(mm); 一不冷紧情况下,波型补偿器设计的允许最大位移量(mm),=Δmax/2. 在计算固定点推力时,还应根据管道布置情况(例如是否装有阀门、弯头、堵头等)考虑介质压力作用在管道断面上的影响。 图4-5 第4.28条当波型补偿器所产生的轴向推力较大,土建结构不允许时,应装设跨桥装置。 跨桥与土建结构只允许有一个固定点。跨桥断面上的允许应力,一般取3~5kgf/mm2。考虑 到跨桥本身也有热伸长(一般取管道热伸长值的15%),因此波型补偿器所需的组数按下式计算: n≥0.85 (4-6) 第4.29条当采用单绞链式波型补偿装置来吸收管道的径向位移(图4-5)时,在波型补偿器不承受轴向位移的情况下,按下列公式计算: 补偿装置所能承受的最大径向位移量: Δj= (4-7) 补偿装置两端的径向推力: Nj= (4-8) 补偿装置两端的弯矩: M= (4-9) 式中Δj—补偿装霄所能承受的最大径向位移量(mm); Nj—补偿装置两端的径向推力 (kgf); M—补偿装置两端的弯矩(kgf·m); —补偿器的波节数; —波型补偿器波节的平均直径(mm); l—波型补偿器长度(mm); —在不冷紧的条件下每个波节允许的最大轴向位移量(mm):=; —补偿装置承受的径向位移计算值(mm); K—补偿器一个波节的刚度(kgf/mm),K=,其中R为整个波型补偿器的刚度。 第4.30条当采用双铰链式波型补偿装置来吸收管道的径向位移时,在波型补偿器不承受轴向位移的情况下,按下列公式计算(见图4-6)。 补偿装置所能承受的最大径向位移量: 图4-6 (4-10)补偿装置两端的径向推力: Nj= (4-11) 补偿装置两端的弯矩 M= (4-12)式中 Lb—中间管段加波型补偿器的总长度(mm); nb—组波型补偿器的波节数; β—系数,与值有关,可由图4-7的曲线查得。 第4.31条 当铰链式波型补偿装置同时承受径向位移和轴向位移时,其所能承受的最大径向位移量,按下列公式计算: 对于单铰链式波型补偿装置: Δj= (4-13) 对于双铰链式波型补偿装置: Δj= (4-13) 式中 Δz—铰链式波型补偿装置上承受的轴向位移(mm)。 补偿装置两端的轴向推力、径向推力和弯矩,根据所加给补偿装置的轴向位移和径向位 移,分别按式(4-3)、(4-8)、(4-9)、(4-11)、(4-12)计算。 第4.32条铰链补偿装置的冷紧值,应根据管道径向和轴向热伸长的具体情况综合考虑。 对于承受管道径向位移的铰链式补偿装置,冷紧一般在补偿器直径方向的管道上进行。冷紧值为该补偿装置拟承受的径向位移的50%。 铰链式补偿装置也可进行轴向冷紧,但应同时考虑其对承受径向位移能力的影响。 第四节 管道的冷紧 第4.33条对于蠕变条件下(碳钢380℃及以上,低合金钢和高铬钢420℃及以上)工作的管道,应进行冷紧,冷紧比(即冷紧值与全补偿值之比)不小于0.7;对于其他管道,当热伸较大和需要减少对设备的推力和力矩时,宜进行冷紧,冷紧比一般采用0.5。 对于多分支管道,各分支的冷紧值应根据节点位移情况和各分支的柔度决定。 第4.34条 当计算管道对设备(或固定点)的推力时,冷紧的有效系数取用: 对于热状态 2/3 对于冷状态 l 第4.35条冷紧口一-般选在便于施工(如靠近平台、梁柱等)和管道弯矩较小处。 第五章 水力计算 第一节 一般规定 第5.1条管道水力计算的任务是在已知管道直径和布置的情况下,根据给定的介质流 量计算管道的压降,或根据给定的压降验算管道的通流能力。 第5.2条计算管道压降时,应考虑10%的富裕量。 第5.3条管道摩擦系数应按下式计算: λ= (5-1) 式中kd—管子的等值粗糙度(m)。 汽水管道的等值粗糙度(包括焊口的阻力损失)应按下列原则采用: 正常条件下工作的无缝钢管 kd=0.2×10-3m 正常条件下工作的焊接钢管 kd=0.3×10-3m 高腐蚀条件下工作的管道(排汽管、疏水管、溢流管) kd=(0.55~0.65)×10-3m。 第5.4条管道总阻力系数应按下式计算: ξz= (5-2) 式中 ξz—管道总阻力系数: 入—管道摩擦系数; Dn—管子内径(m); L—管道总展开长度(包括附件长度)(m); 一管道总局部阻力系数。 常用附件的局部阻力系数列于附录三。 第5.5条在两条阻力不同而管径相同的并联管道中,介质流量的分配应按下式计算: (5-3) 式中G1,G2q—第一条和第二条支管的介质流量(t/h); ,—第一条和第二条支管的总阻力系数。 第5.6条 当两条支管的管径不同时,应采用下式折算到要计算的相同管径的总阻力系 数: =() (5-4) 第二节 介质比容变化不大的管道 第5.7条本节适用于未沸腾的水管道及管道终端与始端的介质比容比不大于1.6和压降不大于初压40%的蒸汽管道。 第5.8条管内介质的流速和质量流速应分别按下列公式计算: ω= 0.354 (5-5) m=0.354 (5-6) 式中 ω—管内介质的流速(m/s); m—管内介质的质量流速[kg/(m2·s) ]; G—管内介质的质量流量(t/h); v—管内介质的比容(m3/kg)。 第5.9条管内介质的动压力应按下式计算: Pd= (5-7) 或 Pd= (5-8) 式中Pd—管内介质的动压力(kgf/cm2); gc—单位换算常数,取9.81kg·m/(kgf·s2)。 第5.10条水管道的终端压力应按下式计算: P2=Pl-Pdξz- (5-9) 式中P2—管道终端压力(kgf/cm2); P1—管道始端压力(kgffcm2); H1-H2—管道终端与始端的高差(m); g—重力加速度(m/s2),取9.8l。 第5.11条蒸汽管道的计算: 一 、管道终端压力应按下式计算: P2=P1 (5-10) 式中Pdl—管道始端动压力,以始端条件按式(5-7)或式(5-8)计算(kgf/cm2)。 当< 0.03~0.04时,管道终端压力可简化为式计算: P2=Pl- Pd1ξz (5-11) 二、管道终端与始端的介质比容比应按下式计算: β=a-na(a2-1) (5-12) 式中β—管道终端与始端介质比容比: β= a—管道始端与终端介质压力比: a= n—系数, n= 其中k—蒸汽绝热指数。对于过热蒸汽,k取1.3;对于饱和蒸汽,k按图5-1取用。 图5-I 饱和蒸汽的绝热指数 1—于度X=1;2—于度X=0.9 第5.12条当所计算的管道由不同的质量流速(即管径或流量不同)组成时,可按不同的质量流速分段顺序计算,每个局部变换后管道的始端压力应考虑局部变换处(大小头或三通)动压力的改变。 对于局部变换后与变换前的介质质量流速比a=、变换前介质动压力与静压力之 比c=< 0.05,或a>1,c<0.03的蒸汽管道,变换后管道的始端参数,应按下列公式计 算: 一、动压力: Pdb= (5-13) 式中Pdb—局部变换后管道始端b的动压力(kgf/cm2); Pda—局部变换前管道终端a的动压力(kgf/cm2); Pa—局部变换前管道终端a的静压力(kgf/cm2); a一局部变换后与变换前的介质质量流速之比。 二、静压力: Pb=PS+Pda-Pdb-ξPd (5-14) 式中Pd—局部变换后管道b的静压力(kgf/cm2); ξPd—局部变换处的压力降(kgf/cm 2)。 三、比容: Vb=2gc (5-15) 式中Vb—局部变换后管道始端b的静压力(kgf/cm2); mb—局部变换后管道始端b的介质质量流速[(kg/m2·s)]。 第三节 介质比容变化大的管道 第5.13条本节适用于管道终端和始端的介质比容比大于1.6,或压降大于初压40%的 蒸汽管道。 第5.14条计算前应按临界压力或临界比容比判别管道内蒸汽的流动特性(亚临界流动 或临界流动)。 一、按临界压力判别: 当已知始端参数(p1v1),质量流速(m),和末端空间压力(p′)时,临界压力(plj)应按下式计算: Plj=m (5-16) 式中Plj—临界压力(kgf/cm2); P0—始端滞止压力(kgf/cm2); v0—始端滞止比容(m3/kg); A= A—系数, 对于过热蒸汽 k=1.3,A=333; 对于干饱和蒸汽 k=1.08~1.135,A=320~323。 始端滞止参数应按下式计算: P0v0=(P1+)v1 (5-17) 当计算锅炉安全门排汽管时,始端动压力,此时滞止参数 P0v0≈P1v1.。 根据以上计算结果,按下列方法判别: (1)Pljβlj,表示给出的条件不成立,即在给定的始端参数和总阻力系数下,达不到给 定的质量流速值。 第5.15条亚临界流动的蒸汽管道,应按下列公式计算: P2= (5-20) 式中 P2—管道终端压力(kgf/cm2) 当k=1.3时,上式可简化成 P2= (5-20′) 二、管内介质质量流速: m= (5-21) 式中m—管内介质质量流速 [(kg/m2·s)]; δ—相对于平均速度的入口与出口的动压力系数之差。 δ= (5-22) 当k=l.3时,上式可简化成 δ=0.115+4.07lgβ (5-22′) 式中β值可先按下列近似公式计算: β=a[1-] 或 β=a[1-] (5-23) 式中 —管道始端介质压力与临界压力之比。 1672
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