基于ASME_Ⅷ-1—20...片装置泄放能力计算方法研究_吴全龙.pdf

第 39 卷第 11 期压力容器2022 年 11 月doi:10 3969/j issn 1001 4837 2022 11 008标 准 规 范基于 ASME 12017 标准的爆破片装置泄放能力计算方法研究吴全龙1，孙少辰2，后文杰1，史斐菲1(1 上海华理安全装备有限公司，上海201108;2 沈阳特种设备检测研究院，沈阳110179)摘要:以 ASME 12017 为基础，讨论了爆破片装置作为压力系统单独泄放装置时泄放能力计算的两种方法:流阻系数法和泄放系数法。通过对流阻系数和泄放系数的测试装置、试验方法、计算实例等比较，分析了两种方法之间的内在联系与区别。论文结合某公司爆破片装置“UD”取证的试验数据，进一步探讨了数据处理及公式推导过程，为工程人员和标准制定者提供参考。关键词:爆破片装置;泄放能力;流阻系数;泄放系数中图分类号:TH49;TQ055 8;T 65文献标志码:BStudy on the calculation method of relieving capacity of rupture disk devicesbased on ASME 12017WU Quanlong1，SUN Shaochen2，HOU Wenjie1，SHI Feifei1(1 Shanghai Huali Safety Devices Co，Ltd，Shanghai 201108，China;2 Shenyang Institute of Special Equipment Inspection and esearch，Shenyang 110179，China)Abstract:Two methods were discussed for the relieving capacity calculation of the rupture disk devices used as the sole relievingdevice of a pressure relief system:flow resistance coefficient method and discharge coefficient method based on the ASME Boilerand Pressure Vessel Code Section 12017 By comparing the testing instruments，testing methods and calculation examples offlow resistance coefficient and discharge coefficient，the internal relations and differences between the two methods were analyzedBy combining with the test data of a company offered by NB laboratory for“UD”certification of rupture disc device，the data processingand formula derivation were further discussed，which can provide reference for engineering personnel and standard settersKey words:rupture disk device;relieving capacity;flow resistance coefficient;coefficient of discharge收稿日期:2022 06 02修稿日期:2022 10 20符号说明:A 有效泄放面积，mm2;K，K 流阻系数、平均流阻系数;ea 流阻系数平均偏差;KD 泄放系数;u，u 流速、平均流速，m/s;密度，kg/m3;P 压降，kPa;p 压降，Pa;W 计算流量，kg/h;W1 实测氮气流量，kg/h;WT 理论流量，kg/h;G 质量流速，kg/sm2;d 管道名义内径，mm;K 泄压系统总流阻系数;v 泄放状态下介质的比容，m3/kg;Y 气体膨胀系数;k 气体绝热指数;P0 容器泄放压力绝对值，kPa;P1 管道入口压力绝对值，kPa;65吴全龙，等:基于 ASME 12017 标准的爆破片装置泄放能力计算方法研究p1 管道入口压力绝对值，Pa;P2 管道出口压力绝对值，kPa;p2 管道出口压力绝对值，Pa;Psonic 临界流动压力，kPa;Ysonic 气体临界膨胀系数;T0 容器泄放温度，K;T1 管道入口温度，K;T2 管道出口温度，K。0引言ASME 12017 ASME Boiler PressureVesselCode，Section，Division1，ulesforConstruction of Pressure Vessels 规定，爆破片装置作为承压设备单独泄放装置时，根据上下游进出口管道结构尺寸的不同，应选用不同的泄放能力(泄放量)计算方法:流阻系数法或泄放系数法，与两种方法相对应的爆破片装置产品应分别认证标定流阻系数和泄放系数。ASME 1 未给出流阻系数法计算公式，工程中通常以 API 520 12020 Sizing，Selection，and Installation of Pressure-elieving Devices 附录 E的计算实例作为参考。泄放系数法的理论流量计算公式以绝热等熵喷嘴模型为基础，对泄压系统进出口管道的结构尺寸、泄放介质特性也有很多限制，其中理论流量的计算和泄放系数的测定都应符合相应假设1 6。文中以 ASME 1 为基础，通过理论分析、公式推导和试验数据对比两种方法的应用范围及使用限制条件进行探讨。为叙述方便，文中将包括上下游进出口管道在内的爆破片装置统称为泄压系统。1流阻系数法流阻系数法综合考虑泄压系统直管阻力、弯头、三通、异径管、阀门和爆破片装置等管道配件引起的流体阻力损失影响，以伯努利能量守恒方程为理论基础计算泄放量，具有广泛的通用性，适合于任何泄压系统。采用流阻系数法计算泄放量时，爆破片装置流阻系数 K是非常重要的技术性能参数。ASME PTC252014 Pressure elief DevicesPerformance Test Codes、GB/T 567 42012爆破片安全装置第四部分:型式试验等标准认证测定 K的试验装置如图1 所示，更详细内容可参考文献 7 9。下面以某公司 M90(反拱带槽型)爆破片装置“UD”取证试验数据为例对 K测定过程进行分析。图 1爆破片装置流阻试验装置Fig 1Arrangements for testing flow resistance ofrupture disk devices1 1流阻系数测定试验数据分析按三规格法测定 K时，提供了公称尺寸为25，40，50 mm 三种口径的爆破片装置，每种口径3 片、总计9 片样品用于试验，参照表 1 序号 1 3。流阻系数测定值与爆破片破裂后的几何形状密切关联，爆破压力越低，爆破片开启程度越受限，因此，试验样品中的设定压力应为该设计口径产品中制造厂家所允许制造的最小设计爆破压力。同时，考虑试验装置的能力限制(尤其是气源限制)，样品最大口径不大于 50 mm。为便于后续分析，将口径40 mm 的样品测定数据汇总如表 2所示。ASME 1 UG 131 中给出了流阻试验数据处理方法，结合 ASME PTC25 和 GB/T 567 4 的规定，爆破片装置流阻系数试验结果分析程序如下7 8。75PESSUE VESSEL TECHNOLOGYVol.39，No.11，2022表 1爆破片样品参数Tab 1Table of parameters of rupture disc sample序号样品编号DN/mm设定压力/kPa爆破温度/材料146046A，46050A，46051A251 50022Ni201246068A，46069A，46070A401 00022Ni201346039A，46043A，46044A5070022Ni201448241A，48245A501 03422Monel 400548231A，48239A401 72422316L表 2爆破片装置流阻系数试验结果Tab 2Flow resistance coefficient test results of rupture disk devices编号46068A46069A46070A48231A48239AP0359 3354 5362 0348 9280 6W12 498 42 456 42 493 62 340 32 539 0WT3 982 43 924 14 011 23 851 72 969 9Ki0 0980 152 10 123 50 297KD=W1/WT0 6270 625 60 6220 6080 855测试装置见图 1见图 1见图 1见图 1见图 4(1)根据试验样品测试值计算平均流阻系数和平均偏差，即:K =1n(K1+Kn)(1)ea=1n(|K1 K|+|Kn K|)(2)(2)每一片爆破片的流阻系数应按下式进行合格性判断:|Ki K|3ea(3)(3)如果都满足公式(2)的要求，则该设计结构的爆破片装置流阻系数可按以下公式取值:KK +3ea(4)根据(1)(3)和试验报告提供的 9 个样品流阻系数测定值，计算结果如表 3 所示。每个样品均满足|Ki K|3ea，NB 实验室初始认可的标定流阻系数 K为 0 3。表 3爆破片装置流阻系数计算结果Tab 3Table of calculated flow resistance coefficients for rupture disk devices项目46046A46050A46051A46068A46069A46070A46039A46043A46044AKi0 246 20 167 10 256 60 0980 152 10 123 50 180 70 105 80 143 6K 0 163 7ea0 043 53ea0 130 4Ki K 0 082 40 003 30 092 80 040 30 011 70 065 80 016 90 0580 020 2K 0 294 11 2泄放量计算公式推导与分析图 1 所示爆破片装置流阻系数测试装置是一个典型的任意泄压系统，测试装置的介质流动状态如图 2 所示。截面 1 1 和截面 2 2 分别为管道入口和出口。由于排放时间较短，流动可视为绝热等熵膨胀过程，所有试验数据在达到稳态流动时采集记录，属于一维稳态管流。根据伯努利能量守恒方程，对于截面 1 1 和截面 2 2 有:u212+p1p2dp=u222+hf(5)上式中 hf为因摩擦阻力导致的能量损失:hf=ldu22=Ku22(6)85吴全龙，等:基于 ASME 12017 标准的爆破片装置泄放能力计算方法研究图 2流阻系数测试装置介质流动状态简图Fig 2Schematic diagram of medium flow of the testrig for flow resistance coefficient testing将式(6)代入式(5):u212+p1p2dp=u222+Ku22(7)对于液体，流速 u 和密度 为常数，u1=u2=u，所以:p1p2dp=p1 p2=Ku22化简上式，可得:u=2pK从而有:G=u=2pK(8)将式(8)中 p(压力单位 Pa)转换成 P(压力单位 kPa)，并计算泄放量:W=GA=0 1264d2PKv(9)式(9)为适用于液体介质流阻系数法泄放量计算公式。气体从相对较短的管道排放至更大空间(比如大气)，气体的流速、比体积、压力沿着管道改变，随着压力降低，流速和比体积增大，容易产生临界流动(流速超过当地声速)。到达临界流动后，即使下游压力继续降低，流量也不会持续增大，此时的压力称为临界流动压力 Psonic，流量为相应排放压力下的最大值。考虑到以上因素，对于绝热等熵膨胀过程，在式(9)中应引入气体膨胀系数 Y:W=0 1264Yd2PKv(10)式(10)即为 API 520 附录 E 中公式(E 6)转换为 SI 单位后的表达形式(未考虑 0 9 的工程校正系数)。Y 的取值与气体绝热指数 k、总流阻系数 K 和 P/P1有关，CGA S 1 32020 Pressureelief Device Standards Part 3Stationary StorageContainers for Compressed Gases 给出了气体膨胀系数 Y 的计算公式(注意 K 和 k 的区别)10:Y=1 0 4+104 5(2 6+K0 5)41 3 0 15(k 1 3)PP1(11)求解一定条件下的气体泄放量，即根据式(10)(11)找到出现临界流动的压力 Psonic及相应的 Y 值，但过程非常复杂，需要进行迭代计算。当 k=1 4 时，式(11)可简化成:Y=1 0 4+104 5(2 6+K0 5)41 285PP1(12)为方便工程应用，根据式(12)归纳拟合绝热指数 k=1 4 时，不同流阻系数 K 对应的PP1 Y曲线，曲线中的圆点即为临界流动状态时的取值，如图 39 所示。图 3气体净膨胀系数 Y 值(k=1 4)Fig 3Value of gas net expansion factor Y(k=1 4)API 520 附录 E 进一步归纳了气体绝热指数为1 4 时，不同流阻系数的 Psonic/P1值及相应的Ysonic简化计算公式:当12 K 10 时，Psonic/P1=0 1107ln(K)+0 53529;当 10 K 100 时，Psonic/P1=00609ln(K)+0 6513;当 1 2 K 20时，Ysonic=0 0434ln(K)+0 5889;当20 K 100时，Ysonic=0 71。P/P1 Psonic/P1时，为 临 界 状 态，在式(10)计算时，Y 和 P 分别用 Ysonic和 Psonic替代。反之，为亚临界状态，应根据管道总流阻系数K，P 及 Y 代入式(10)进行计算，相关参数取值95PESSUE VESSEL TECHNOLOGYVol.39，No.11，2022可通过图 3 查得。由于管道入口处各技术参数未知，工程中一般采用达到稳定泄放状态下时的容器内参数代替，即 P=P0 P2，比体积为容器泄放状态下的比体积，K 为 P0至 P2的总阻力系数(包括入口侧突然缩小造成的阻力损失)。1 3计算举例以表 1 中编号 46070A 实际测量数据为例，按式(10)计算流阻系数测量试验装置中的泄放量，并将计算值与测量值进行比较。根据 试 验 报 告，可 知 相 关 参 数 为:P1=325 13 kPa(abs);T1=280 9 K;K=3 4387;v=0 245 m3/kg。首先判断流动是否达到临界状态:Psonic/P1=0 671 9，P/P1=0 693，P/P1 Psonic/P1，流动达到临界状态，从而:Psonic=218 45 kPa(abs)，Ysonic=0 642 5，由此求得:W=2 195 8 kg/h。从表 2 可 知，实 际 测 量 的 泄 放 量 W1=2 493 6 kg/h，计算结果和实测值很接近，误差为 11 9%。根据上述计算结果，Psonic=107 0 kPa，而试验报告提供的测压点 A，B，C，D 压力值分别为264，238，213，170 5 kPa，直至测压点 D 仍未产生临界流动，最终在管道出口处才到达临界压力。如果采用容器泄放状态下的压力、温度、比容分别代替管道入口处相应参数，计算结果如下:d=4097 mm;P0=36218 kPa(abs);T0=28989 K;K=3 938 7;v=0 211 m3/kg。首先判断流动是否达到临界状态:Psonic/P0=0 686 9，P/P0=0 723 9，P/P0 Psonic/P0，流动达到临界状态，从而Psonic=248 78 kPa(abs)，Ysonic=0 648 4，从而求得:W=2 381 0 kg/h。两者的计算结果相差约为 8 5%，后者与实际测量值的误差为 4 5%。2泄放系数法工程中常见的泄压系统进口管道和出口管道相对较短，这类泄压系统虽然也可采用流阻系数法确定泄放量，但由于不同绝热指数对应的 Ysonic和 Psonic/P0较难获得，过程繁琐复杂，通常可按泄放系数法进行计算，即:W=KDWT(13)式中，KD为泄放系数;WT为理论计算流量。2 1理论流量的计算根据API 520 PAT 1 附录B 可知，ASME 1UG 131 中不同介质的理论流量计算公式是基于以下假设通过热力学分析求得10 12:(1)忽略介质的黏度影响，或者说介质为理想状态;(2)泄压系统几何模型为喷嘴(Isentropicnozzle)、孔板(Orifice)或短管(Short pipe);(3)流动为可逆绝热过程;(4)计算结果为稳态流动时的理论最大流量。显然，实际泄压系统和泄放介质与理论流量计算时的假设有差异，例如，进出口管道几何结构、尺寸大小、摩擦系数的不同及泄放介质通常有黏度。因此，实际流量与理论流量相比，存在以下两方面的影响因素:(1)实际泄压装置与理论模型之间几何结构及摩擦系数的差异;(2)实际流体与理想流体黏度的差异。这些影响因素带来的误差可通过泄放系数进行修正。2 2泄放系数 KDASME 12010 开始提出采用与测定安全阀额定泄放系数相同的试验装置、试验方法对爆破片装置进行额定泄放系数认证测定，ASME 12013 进一步规定可在爆破片铭牌上标识相应的额定泄放量。这些规定具有重要意义，符合当今节能减排的设计理念，ASME 12017延续了相关要求。KD本质上反应了实际泄压系统相对于理论流量计算模型整体阻力损失，大小与测试装置的几何结构尺寸和光洁度(摩擦系数)密切相关。泄放系数是实测流量与按相关几何模型计算的理论流量比值，因此，测试装置的泄压系统应尽可能满足以下条件13:(1)进出口管道结构应尽可能接近理论流量计算时的几何模型;(2)进出口管道结构应尽可能覆盖工程实践中的实际泄压系统结构;(3)在满足(2)时，进出口管道引起的阻力损失尽可能小。按照以上原则，ASME PTC 25 中 Fig4 23 1安全阀泄放系数测定装置对测试元件的进出口管06吴全龙，等:基于 ASME 12017 标准的爆破片装置泄放能力计算方法研究道有严格规定，出口管道长度不大于被测试泄压装置公称口径的 5 倍，进口管道应符合 ASMEPTC 25 中 Fig 4 2 10 1 要求。爆破片装置泄放系数测试装置如图 4 所示，与 ASME PTC 25Fig 4 2 3 1 类似，测试元件进出口管道结构尺寸也应尽可能满足喷嘴结构要求。图 4泄放系数测定试验装置Fig 4Test device for coefficient of discharge进行流阻试验时，试验报告也会给出一 KD值，但由于试验装置出口排放管较长，阻力损失较大，所以泄放系数可能较小，例如表 2 中在图 1 装置试验的各样品泄放系数平均值为 0 621，而在图 4 装置试验的样品 48239A 的泄放系数为0 855。这表明，同一设计类型的爆破片，在不同结构(特别是进出口管道结构)的试验装置上，测定的 KD值不同。2 3泄放系数法使用条件通过前面的分析可知，理论流量的计算基于假定的理想模型，泄放系数测试装置的测试样品进出口管道结构尺寸对测定的 KD值大小有重要影响。对于安全阀，无论是实际产品结构还是泄放系数测定装置结构均接近于理想喷嘴模型，但是对于单独设置爆破片装置的泄压系统，进出口管道一般不是爆破片制造厂家直接提供，为了使实际泄压系统能满足理论流量计算及泄放系数测定的相关要求，在使用泄放系数法计算泄放量时，应保证泄压系统满足如下条件(简称为“8 5 条件”，如图 5 所示):(1)爆破片装置直接排放至大气;(2)爆破片装置离容器本体距离不超过 8 倍管径;(3)爆破片装置泄放管道长度不超过 5 倍管径;(4)爆破片装置上、下游接管的名义直径不小于爆破片装置的泄放通径。“8 5 条件”的实质是使设置爆破片装置的泄压系统与理论流量计算模型和 KD测试装置结构无限接近，从而可采用式(13)确定泄放能力。另外，由于实践中的泄压系统进出口管道尺寸大多都不超过“8 5 条件”中规定的最大值，因此，在工程中有较大覆盖性。图 58 5 条件Fig 58 5 conditionsASME 1 UG 127 规定，对于仅标定泄放系数时爆破片装置泄放量的计算，应根据测定的泄放系数、爆破片装置进出口管道元件和介质特性综合考虑，但具体计算方法并未明确。ASME中符合“UD”标识要求的爆破片装置的标定 KD值在如图 4 所示试验装置测定，理论流量按等熵喷嘴模型计算，因此，笔者认为，ASME 1UG 127(a)(2)(b)中的实际泄压系统应该满足“8 5 条件”，并可根据标定的 KD值采用式(13)进行泄放量计算。对于仅标定流阻系数的爆破片产品，按泄放系数法(取默认泄放系数 0 62)计算泄压系统泄放量时，ASME 1 UG 127(a)(2)(a)(1)明确规定，泄压系统应满足“8 5 条件”。表 2 中编16PESSUE VESSEL TECHNOLOGYVol.39，No.11，2022号 48231A 样品在图 1 装置(不满足“8 5 条件”)中测出的 KD=0 607，也用试验数据验证了这一条件的必要性。当泄压系统不满足“8 5 条件”时，如果根据泄放系数法计算泄放量，可能导致选择的爆破片口径偏小，给被保护承压设备带来安全隐患。工程中的泄压管道，阻力损失可能远大于图 1 所示装置，这类隐患不容忽视。根据第2 2 节关于 KD测定的分析可知，测试装置中泄压系统进出口管道的长度对最终测定结果有较大影响，因此，为了使测定结果适用于“8 5 条件”的泄压系统，测试装置中泄压系统进出口管道的长度应不低于“8 5 条件”规定的最大值，但也不应超出过多，否则，由于增加管长加大了阻力损失将导致测定值偏保守。3流阻系数法与泄放系数法的比较流阻系数法泄放量的计算可采用式(9)和式(10)，对于气体介质涉及到膨胀系数 Y，需要通过迭代求解，计算过程很复杂。满足“8 5 条件”的泄压系统，将阻力损失统一到经试验认证测定的泄放系数，按泄放系数与理论流量的乘积计算泄放量，简化了计算过程。表 4两种计算方法的综合比较Tab 4Comprehensive comparison of the two methods计算方法测定性能指标测试装置铭牌标识使用工况计算结果比较(48239A)实测值2539 kg/h与实测值误差(%)泄放系数法KD见图 4KD或流量满足“8 5 条件”泄压系统KD=0 621 841 0 kg/h27 5测定 KD2 285 0 kg/h10 0流阻系数法K见图 1K任意泄压系统K=0 152 202 6 kg/h13 2当爆破片装置仅标定流阻系数时，对于采用爆破片装置作为单一超压泄放装置的压力系统可取默认泄放系数，KD=0 62。基于这一原因，对进行流阻试验测定认证的爆破片装置，需在图 4所示的试验装置验证默认泄放系数是否符合要求，如表 2 中编号为 48239A 的试验数据就是单片爆破片的完整泄放系数测定结果。图 4 试验装置实际上是一满足“8 5 条件”的特殊任意压力系统，也可按式(10)采用流阻系数法计算泄放量。因此，可通过编号 48239A 样品试验数据来对两种方法的计算结果进行比较。图 4 所示试验装置中进出口管道较短，可忽略直管阻力影响，仅考虑进口突然缩小、出口突然放大及爆破片装置的流阻即可，即总的流阻系数K=1 8(爆破片实际流阻系数假设为 0 15)。根据试验报告，相关参数为:d=39 76 mm;P0=280 1 kPa(abs);T0=288 5 K;K=1 65;v=0 308 m3/kg。首先判断流动是否达到临界状态:Psonic/P0=0 59，P/P0=0 642，P/P0 Psonic/P0，流动达到临界状态，从而得到:Psonic=165 4 kPa(abs)，Ysonic=0 611，W=2 202 6 kg/h。从表 2 可知，48239A 样品的理论流量为2 970 kg/h，实测流量为 2 539 kg/h。如果采用泄放系数法计算泄放量，当泄放系数默认为 0 62时，结果为 1 841 kg/h，当采用测定的泄放系数值时(0 9 0 855)，结果为 2 285 kg/h，按流阻系数法计算结果为 2 202 6 kg/h，如表 4 所示。从表中数据可以看出，流阻系数法与采用实测 KD的泄放系数法计算结果较为接近，但采用默认泄放系数计算泄放量，计算结果偏保守。4结语现行标准中，符合“UD”要求的产品一般只需认证标定流阻系数，泄放系数默认为 0 62。但实际工况中，设置爆破片装置的泄压系统普遍符合“8 5 条件”，当未标定泄放系数时，通常也取KD=0 62，然后乘上相应的理论流量作为实际排量，这种简化将导致选择过大口径的爆破片，不利于节省成本和低碳排放。同样，如果仅标定泄放系数，对于不符合“8 5 条件”的压力系统按标定的 KD计算泄放量，将导致选择的爆破片口径过小，带来安全隐患。因此，从经济性和安全性的角度考虑，爆破片装置应将 KD和 K都强制标定，便于工程设计人员根据不同的泄压系统选用不同的计算方法。国内 标 准 GB/T 150 12011 附 录 B 和GB/T 567系列，均未对爆破片装置的泄放系数测26吴全龙，等:基于 ASME 12017 标准的爆破片装置泄放能力计算方法研究定方法作出规定，关于如何使用流阻系数进行泄压系统泄放量的计算，国内标准也尚无介绍。论文有助于国内标准补充完善这些技术要求。参考文献:1 吴全龙 爆破片装置国内外标准对比分析 J 压力容器，2011，28(5):48 54WU Quanlong Comparative analysis on the domesticand overseas standard of the bursting disc devices J Pressure Vessel Technology，2011，28(5):48 54 2 CANE Flow of Fluids Through valves，Fittings andPipe，Technical Paper No 410M，pp:A 23 3 DABY Size safety-relief valves for any conditions:Before calculating the size of your safety-relief valve，make sure you understand the limitations of the methodsavailableJ Chemical Engineering，2005，112(9):42 50 4 COWL D A，TIPLE S A Sizing pressure-relief devices J Chemical Engineering Progress，2013，109(10):68 76 5 史斐菲，吴全龙，李景良 真空绝热深冷压力容器安全泄放量计算探讨J 压力容器，2021，38(1):61 67SHI Feifei，WU Quanlong，LI Jingliang esearch oncalculation of safety relief capacity for vacuum insulatedcryogenicpressurevessels J PressureVesselTechnology，2021，38(1):61 67 6 陈艺中，惠虎，黄淞 危化品长管拖车压力监测及预警系统设计 J 压力容器，2021，38(9):74 80CHEN Yizhong，HUI Hu，HUANG Song Design ofpressure monitoring and early-warning system for tubetrailers of hazardous chemicalsJ Pressure VesselTechnology，2021，38(9):74 80 7 吴全龙，邱清宇 ASME PTC 25 爆破片装置流阻系数的测定 J 化工机械，2006，33(4):209 214WU Quanlong，QIU Qingyu Measurement of the flowresistance coefficient of the rupture disc devices ofASME PTC25 J Chemical Engineering Machinery，2006，33(4):209 214 8 孙少辰，叶陈，丁信伟，等 爆破片装置流阻系数的理论和试验研究J 压力容器，2020，37(11):15 20SUN Shaochen，YE Chen，DING Xinwei，et al Theoreticaland experimental research on flow resistance coefficientfor bursting disc devices J Pressure Vessel Technology，2020，37(11):15 20 9 吴全龙，邱清宇 用流体阻力系数法计算爆破片泄放量 J 石油化工设备，2006，35(3):18 20WU Quanlong，QIU Qingyu elieving capacity calculationof rupture disc using flow resistance coefficientJ Petro-Chemical Equipment，2006，35(3):18 20 10 白秋云 国标与 API 标准中安全泄放量计算的比较 J 山东化工，2013，42(3):80 82BAI Qiuyun Comparison of Chinese Standard andAPI in safety relief amount calculation J ShandongChemical Industry，2013，42(3):80 82 11 孙少辰，丁信伟，张志毅，等 爆破片装置泄放量的计算 国外标准分析探讨 J 化工机械，2014，41(5):546 549SUN Shaochen，DING Xinwei，ZHANG Zhiyi et alDiscussion of foreign standards of calculating burstingdiscs discharge capacityJ Chemical Engineering Machinery，2014，41(5):546 549 12 潘俊兴 中国规范与 IMDG COD 压力容器安全泄放量的公式对比 J 深冷技术，2001(1):17 18PAN Junxing Comparison between safety dischargecapacity formulae of COD pressure vessels stipulatedby Chinese specifications and IMDGJ CryogenicTechnology，2001(1):17 18 13 HELLE F J Safety relief valve sizing:API versusCGA requirements plus a new concept for tank carsJ Proceedings-efining Department，1983，62:123 135作者简介:吴全龙(1975)，男，高级工程师，全国安全泄压装置标准化技术委员会(SAC/TC503)委员，主要从事爆破片装置的产品设计制造、爆破片标准研究和编写工作，通信地址:201108 上海市双柏路 1288 弄 5 号楼上海华 理 安 全 装 备 有 限 公 司，E mail:wqlong2000 hotmail com。本文引用格式:吴全龙，孙少辰，后文杰，等 基于 ASME 12017 标准的爆破片装置泄放能力计算方法研究 J 压力容器，2022，39(11):56 63WU Quanlong，SUN Shaochen，HOU Wenjie，et al Study on the calculation method of relieving capacity of rupture disk devicesbased on ASME 12017 J Pressure Vessel Technology，2022，39(11):56 6336