基于ASME Ⅷ-1—2017標(biāo)準(zhǔn)的爆破片裝置泄放能力計(jì)算方法研究

吳全龍，孫少辰，后文杰，史斐菲

(1.上海華理安全裝備有限公司，上海 201108；2.沈陽(yáng)特種設(shè)備檢測(cè)研究院，沈陽(yáng) 110179)

符號(hào)說明：

A——有效泄放面積，mm2；

ea——流阻系數(shù)平均偏差；

KD——泄放系數(shù)；

ρ——密度，kg/m3；

ΔP——壓降，kPa；

Δp——壓降，Pa；

W——計(jì)算流量，kg/h；

W1——實(shí)測(cè)氮?dú)饬髁浚琸g /h；

WT——理論流量，kg/h；

G——質(zhì)量流速，kg/s·m2；

d——管道名義內(nèi)徑，mm；

K——泄壓系統(tǒng)總流阻系數(shù)；

v——泄放狀態(tài)下介質(zhì)的比容，m3/kg；

Y—— 氣體膨脹系數(shù)；

k——?dú)怏w絕熱指數(shù)；

P0——容器泄放壓力絕對(duì)值，kPa；

P1——管道入口壓力絕對(duì)值，kPa；

p1——管道入口壓力絕對(duì)值，Pa；

P2——管道出口壓力絕對(duì)值，kPa；

p2——管道出口壓力絕對(duì)值，Pa；

Psonic——臨界流動(dòng)壓力，kPa；

Ysonic——?dú)怏w臨界膨脹系數(shù)；

T0——容器泄放溫度，K；

T1——管道入口溫度，K；

T2——管道出口溫度，K。

0 引言

ASME Ⅷ-1—2017ASMEBoiler&PressureVesselCode,SectionⅧ,Division1,RulesforConstructionofPressureVessels規(guī)定，爆破片裝置作為承壓設(shè)備單獨(dú)泄放裝置時(shí)，根據(jù)上下游進(jìn)出口管道結(jié)構(gòu)尺寸的不同，應(yīng)選用不同的泄放能力(泄放量)計(jì)算方法：流阻系數(shù)法或泄放系數(shù)法，與兩種方法相對(duì)應(yīng)的爆破片裝置產(chǎn)品應(yīng)分別認(rèn)證標(biāo)定流阻系數(shù)和泄放系數(shù)。

ASME Ⅷ-1未給出流阻系數(shù)法計(jì)算公式，工程中通常以API 520-1—2020Sizing,Selection,andInstallationofPressure-RelievingDevices附錄E的計(jì)算實(shí)例作為參考。泄放系數(shù)法的理論流量計(jì)算公式以絕熱等熵噴嘴模型為基礎(chǔ)，對(duì)泄壓系統(tǒng)進(jìn)出口管道的結(jié)構(gòu)尺寸、泄放介質(zhì)特性也有很多限制，其中理論流量的計(jì)算和泄放系數(shù)的測(cè)定都應(yīng)符合相應(yīng)假設(shè)[1-6]。

文中以ASME Ⅷ-1為基礎(chǔ)，通過理論分析、公式推導(dǎo)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比兩種方法的應(yīng)用范圍及使用限制條件進(jìn)行探討。為敘述方便，文中將包括上下游進(jìn)出口管道在內(nèi)的爆破片裝置統(tǒng)稱為泄壓系統(tǒng)。

1 流阻系數(shù)法

流阻系數(shù)法綜合考慮泄壓系統(tǒng)直管阻力、彎頭、三通、異徑管、閥門和爆破片裝置等管道配件引起的流體阻力損失影響，以伯努利能量守恒方程為理論基礎(chǔ)計(jì)算泄放量，具有廣泛的通用性，適合于任何泄壓系統(tǒng)。采用流阻系數(shù)法計(jì)算泄放量時(shí)，爆破片裝置流阻系數(shù)KR是非常重要的技術(shù)性能參數(shù)。

ASME PTC25—2014PressureReliefDevicesPerformanceTestCodes、GB/T 567.4—2012《爆破片安全裝置第四部分：型式試驗(yàn)》 等標(biāo)準(zhǔn)認(rèn)證測(cè)定KR的試驗(yàn)裝置如圖1所示，更詳細(xì)內(nèi)容可參考文獻(xiàn)[7-9]。下面以某公司RM90(反拱帶槽型)爆破片裝置“UD”取證試驗(yàn)數(shù)據(jù)為例對(duì)KR測(cè)定過程進(jìn)行分析。

圖1 爆破片裝置流阻試驗(yàn)裝置Fig.1 Arrangements for testing flow resistance of rupture disk devices

1.1 流阻系數(shù)測(cè)定試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

按三規(guī)格法測(cè)定KR時(shí)，提供了公稱尺寸為25,40,50 mm三種口徑的爆破片裝置，每種口徑3片、總計(jì)9片樣品用于試驗(yàn)，參照表1序號(hào)1～3。流阻系數(shù)測(cè)定值與爆破片破裂后的幾何形狀密切關(guān)聯(lián)，爆破壓力越低，爆破片開啟程度越受限，因此，試驗(yàn)樣品中的設(shè)定壓力應(yīng)為該設(shè)計(jì)口徑產(chǎn)品中制造廠家所允許制造的最小設(shè)計(jì)爆破壓力。同時(shí),考慮試驗(yàn)裝置的能力限制(尤其是氣源限制)，樣品最大口徑不大于50 mm。為便于后續(xù)分析，將口徑40 mm的樣品測(cè)定數(shù)據(jù)匯總?cè)绫?所示。

表1 爆破片樣品參數(shù)Tab.1 Table of parameters of rupture disc sample

表2 爆破片裝置流阻系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Flow resistance coefficient test results of rupture disk devices

ASME Ⅷ-1 UG-131中給出了流阻試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法，結(jié)合ASME PTC25和GB/T 567.4的規(guī)定，爆破片裝置流阻系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果分析程序如下[7-8]。

(1)根據(jù)試驗(yàn)樣品測(cè)試值計(jì)算平均流阻系數(shù)和平均偏差，即:

(1)

(2)

(2)每一片爆破片的流阻系數(shù)應(yīng)按下式進(jìn)行合格性判斷：

(3)

(3)如果都滿足公式(2)的要求，則該設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)的爆破片裝置流阻系數(shù)可按以下公式取值：

(4)

表3 爆破片裝置流阻系數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.3 Table of calculated flow resistance coefficients for rupture disk devices

1.2 泄放量計(jì)算公式推導(dǎo)與分析

圖1所示爆破片裝置流阻系數(shù)測(cè)試裝置是一個(gè)典型的任意泄壓系統(tǒng)，測(cè)試裝置的介質(zhì)流動(dòng)狀態(tài)如圖2所示。截面1-1和截面2-2分別為管道入口和出口。由于排放時(shí)間較短，流動(dòng)可視為絕熱等熵膨脹過程，所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)在達(dá)到穩(wěn)態(tài)流動(dòng)時(shí)采集記錄，屬于一維穩(wěn)態(tài)管流。

圖2 流阻系數(shù)測(cè)試裝置介質(zhì)流動(dòng)狀態(tài)簡(jiǎn)圖Fig.2 Schematic diagram of medium flow of the test rig for flow resistance coefficient testing

根據(jù)伯努利能量守恒方程，對(duì)于截面1-1和截面2-2有：

(5)

上式中hf為因摩擦阻力導(dǎo)致的能量損失：

(6)

將式(6)代入式(5):

(7)

化簡(jiǎn)上式，可得：

從而有：

(8)

將式(8)中Δp(壓力單位Pa)轉(zhuǎn)換成ΔP(壓力單位kPa)，并計(jì)算泄放量：

(9)

式(9)為適用于液體介質(zhì)流阻系數(shù)法泄放量計(jì)算公式。

氣體從相對(duì)較短的管道排放至更大空間(比如大氣)，氣體的流速、比體積、壓力沿著管道改變，隨著壓力降低，流速和比體積增大，容易產(chǎn)生臨界流動(dòng)(流速超過當(dāng)?shù)芈曀?。到達(dá)臨界流動(dòng)后，即使下游壓力繼續(xù)降低，流量也不會(huì)持續(xù)增大，此時(shí)的壓力稱為臨界流動(dòng)壓力Psonic，流量為相應(yīng)排放壓力下的最大值?？紤]到以上因素，對(duì)于絕熱等熵膨脹過程，在式(9)中應(yīng)引入氣體膨脹系數(shù)Y:

(10)

式(10)即為API 520附錄E中公式(E.6)轉(zhuǎn)換為SI單位后的表達(dá)形式(未考慮0.9的工程校正系數(shù))。Y的取值與氣體絕熱指數(shù)k、總流阻系數(shù)K和ΔP/P1有關(guān)，CGA S-1.3—2020PressureReliefDeviceStandardsPart3—StationaryStorageContainersforCompressedGases給出了氣體膨脹系數(shù)Y的計(jì)算公式(注意K和k的區(qū)別)[10]：

(11)

求解一定條件下的氣體泄放量,即根據(jù)式(10)(11)找到出現(xiàn)臨界流動(dòng)的壓力Psonic及相應(yīng)的Y值，但過程非常復(fù)雜，需要進(jìn)行迭代計(jì)算。

當(dāng)k=1.4時(shí)，式(11)可簡(jiǎn)化成：

(12)

圖3 氣體凈膨脹系數(shù)Y值(k=1.4)Fig.3 Value of gas net expansion factor Y (k=1.4)

API 520附錄E進(jìn)一步歸納了氣體絕熱指數(shù)為1.4時(shí)，不同流阻系數(shù)的ΔPsonic/P1值及相應(yīng)的Ysonic簡(jiǎn)化計(jì)算公式： 當(dāng)1.2

ΔP/P1>ΔPsonic/P1時(shí)，為臨界狀態(tài)，在式(10)計(jì)算時(shí)，Y和ΔP分別用Ysonic和ΔPsonic替代。反之，為亞臨界狀態(tài)，應(yīng)根據(jù)管道總流阻系數(shù)K，ΔP及Y代入式(10)進(jìn)行計(jì)算，相關(guān)參數(shù)取值可通過圖3查得。

由于管道入口處各技術(shù)參數(shù)未知，工程中一般采用達(dá)到穩(wěn)定泄放狀態(tài)下時(shí)的容器內(nèi)參數(shù)代替，即ΔP=P0-P2，比體積為容器泄放狀態(tài)下的比體積，K為P0至P2的總阻力系數(shù)(包括入口側(cè)突然縮小造成的阻力損失)。

1.3 計(jì)算舉例

以表1中編號(hào)46070A實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)為例，按式(10)計(jì)算流阻系數(shù)測(cè)量試驗(yàn)裝置中的泄放量，并將計(jì)算值與測(cè)量值進(jìn)行比較。

根據(jù)試驗(yàn)報(bào)告，可知相關(guān)參數(shù)為：P1=325.13 kPa(abs)；T1=280.9 K；K=3.4387；v=0.245 m3/kg。

首先判斷流動(dòng)是否達(dá)到臨界狀態(tài)： ΔPsonic/P1=0.671 9，ΔP/P1=0.693， ΔP/P1>ΔPsonic/P1，流動(dòng)達(dá)到臨界狀態(tài)，從而：ΔPsonic=218.45 kPa(abs)，Ysonic=0.642 5，由此求得：W=2 195.8 kg/h。

從表2可知，實(shí)際測(cè)量的泄放量W1=2 493.6 kg/h，計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)值很接近，誤差為-11.9%。

根據(jù)上述計(jì)算結(jié)果，Psonic=107.0 kPa，而試驗(yàn)報(bào)告提供的測(cè)壓點(diǎn)A，B，C，D壓力值分別為264，238，213，170.5 kPa，直至測(cè)壓點(diǎn)D仍未產(chǎn)生臨界流動(dòng)，最終在管道出口處才到達(dá)臨界壓力。

如果采用容器泄放狀態(tài)下的壓力、溫度、比容分別代替管道入口處相應(yīng)參數(shù)，計(jì)算結(jié)果如下：d=40.97 mm；P0=362.18 kPa(abs)；T0=289.89 K；K=3.938 7；v=0.211 m3/kg。

首先判斷流動(dòng)是否達(dá)到臨界狀態(tài)：

ΔPsonic/P0=0.686 9，ΔP/P0=0.723 9,ΔP/P0>ΔPsonic/P0，流動(dòng)達(dá)到臨界狀態(tài)，從而ΔPsonic=248.78 kPa(abs)，Ysonic=0.648 4，從而求得：W=2 381.0 kg/h。

兩者的計(jì)算結(jié)果相差約為8.5%，后者與實(shí)際測(cè)量值的誤差為-4.5%。

2 泄放系數(shù)法

工程中常見的泄壓系統(tǒng)進(jìn)口管道和出口管道相對(duì)較短，這類泄壓系統(tǒng)雖然也可采用流阻系數(shù)法確定泄放量，但由于不同絕熱指數(shù)對(duì)應(yīng)的Ysonic和ΔPsonic/P0較難獲得，過程繁瑣復(fù)雜，通常可按泄放系數(shù)法進(jìn)行計(jì)算，即：

W=KDWT

(13)

式中,KD為泄放系數(shù);WT為理論計(jì)算流量。

2.1 理論流量的計(jì)算

根據(jù)API 520 PART 1附錄B可知，ASME Ⅷ-1 UG-131中不同介質(zhì)的理論流量計(jì)算公式是基于以下假設(shè)通過熱力學(xué)分析求得[10-12]：

(1)忽略介質(zhì)的黏度影響，或者說介質(zhì)為理想狀態(tài)；

(2)泄壓系統(tǒng)幾何模型為噴嘴(Isentropic nozzle)、孔板(Orifice)或短管(Short pipe)；

(3)流動(dòng)為可逆絕熱過程；

(4)計(jì)算結(jié)果為穩(wěn)態(tài)流動(dòng)時(shí)的理論最大流量。

顯然，實(shí)際泄壓系統(tǒng)和泄放介質(zhì)與理論流量計(jì)算時(shí)的假設(shè)有差異，例如，進(jìn)出口管道幾何結(jié)構(gòu)、尺寸大小、摩擦系數(shù)的不同及泄放介質(zhì)通常有黏度。因此，實(shí)際流量與理論流量相比，存在以下兩方面的影響因素：

(1)實(shí)際泄壓裝置與理論模型之間幾何結(jié)構(gòu)及摩擦系數(shù)的差異；

(2)實(shí)際流體與理想流體黏度的差異。

這些影響因素帶來的誤差可通過泄放系數(shù)進(jìn)行修正。

2.2 泄放系數(shù)KD

ASME Ⅷ-1—2010開始提出采用與測(cè)定安全閥額定泄放系數(shù)相同的試驗(yàn)裝置、試驗(yàn)方法對(duì)爆破片裝置進(jìn)行額定泄放系數(shù)認(rèn)證測(cè)定，ASME Ⅷ-1—2013進(jìn)一步規(guī)定可在爆破片銘牌上標(biāo)識(shí)相應(yīng)的額定泄放量。這些規(guī)定具有重要意義，符合當(dāng)今節(jié)能減排的設(shè)計(jì)理念，ASME Ⅷ-1—2017延續(xù)了相關(guān)要求。

KD本質(zhì)上反應(yīng)了實(shí)際泄壓系統(tǒng)相對(duì)于理論流量計(jì)算模型整體阻力損失，大小與測(cè)試裝置的幾何結(jié)構(gòu)尺寸和光潔度(摩擦系數(shù))密切相關(guān)。泄放系數(shù)是實(shí)測(cè)流量與按相關(guān)幾何模型計(jì)算的理論流量比值，因此，測(cè)試裝置的泄壓系統(tǒng)應(yīng)盡可能滿足以下條件[13]：

(1)進(jìn)出口管道結(jié)構(gòu)應(yīng)盡可能接近理論流量計(jì)算時(shí)的幾何模型；

(2)進(jìn)出口管道結(jié)構(gòu)應(yīng)盡可能覆蓋工程實(shí)踐中的實(shí)際泄壓系統(tǒng)結(jié)構(gòu)；

(3)在滿足(2)時(shí)，進(jìn)出口管道引起的阻力損失盡可能小。

按照以上原則，ASME PTC 25中Fig.4-2.3-1安全閥泄放系數(shù)測(cè)定裝置對(duì)測(cè)試元件的進(jìn)出口管道有嚴(yán)格規(guī)定，出口管道長(zhǎng)度不大于被測(cè)試泄壓裝置公稱口徑的5倍，進(jìn)口管道應(yīng)符合ASME PTC 25中Fig.4-2.10-1要求。爆破片裝置泄放系數(shù)測(cè)試裝置如圖4所示，與ASME PTC 25 Fig.4-2.3-1類似，測(cè)試元件進(jìn)出口管道結(jié)構(gòu)尺寸也應(yīng)盡可能滿足噴嘴結(jié)構(gòu)要求。

圖4 泄放系數(shù)測(cè)定試驗(yàn)裝置Fig.4 Test device for coefficient of discharge

進(jìn)行流阻試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)報(bào)告也會(huì)給出一KD值，但由于試驗(yàn)裝置出口排放管較長(zhǎng)，阻力損失較大，所以泄放系數(shù)可能較小，例如表2中在圖1裝置試驗(yàn)的各樣品泄放系數(shù)平均值為0.621，而在圖4裝置試驗(yàn)的樣品48239A的泄放系數(shù)為0.855。這表明，同一設(shè)計(jì)類型的爆破片，在不同結(jié)構(gòu)(特別是進(jìn)出口管道結(jié)構(gòu))的試驗(yàn)裝置上，測(cè)定的KD值不同。

2.3 泄放系數(shù)法使用條件

通過前面的分析可知，理論流量的計(jì)算基于假定的理想模型，泄放系數(shù)測(cè)試裝置的測(cè)試樣品進(jìn)出口管道結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)測(cè)定的KD值大小有重要影響。對(duì)于安全閥，無論是實(shí)際產(chǎn)品結(jié)構(gòu)還是泄放系數(shù)測(cè)定裝置結(jié)構(gòu)均接近于理想噴嘴模型，但是對(duì)于單獨(dú)設(shè)置爆破片裝置的泄壓系統(tǒng)，進(jìn)出口管道一般不是爆破片制造廠家直接提供，為了使實(shí)際泄壓系統(tǒng)能滿足理論流量計(jì)算及泄放系數(shù)測(cè)定的相關(guān)要求，在使用泄放系數(shù)法計(jì)算泄放量時(shí)，應(yīng)保證泄壓系統(tǒng)滿足如下條件(簡(jiǎn)稱為“8-5條件”，如圖5所示)：

圖5 8-5條件Fig.5 8-5 conditions

(1)爆破片裝置直接排放至大氣；

(2)爆破片裝置離容器本體距離不超過8倍管徑；

(3)爆破片裝置泄放管道長(zhǎng)度不超過5倍管徑；

(4)爆破片裝置上、下游接管的名義直徑不小于爆破片裝置的泄放通徑。

“8-5條件”的實(shí)質(zhì)是使設(shè)置爆破片裝置的泄壓系統(tǒng)與理論流量計(jì)算模型和KD測(cè)試裝置結(jié)構(gòu)無限接近，從而可采用式(13)確定泄放能力。另外，由于實(shí)踐中的泄壓系統(tǒng)進(jìn)出口管道尺寸大多都不超過“8-5條件”中規(guī)定的最大值，因此，在工程中有較大覆蓋性。

ASME Ⅷ-1 UG-127規(guī)定，對(duì)于僅標(biāo)定泄放系數(shù)時(shí)爆破片裝置泄放量的計(jì)算，應(yīng)根據(jù)測(cè)定的泄放系數(shù)、爆破片裝置進(jìn)出口管道元件和介質(zhì)特性綜合考慮，但具體計(jì)算方法并未明確。ASME中符合“UD”標(biāo)識(shí)要求的爆破片裝置的標(biāo)定KD值在如圖4所示試驗(yàn)裝置測(cè)定，理論流量按等熵噴嘴模型計(jì)算，因此，筆者認(rèn)為，ASME Ⅷ-1 UG-127(a)(2)(-b)中的實(shí)際泄壓系統(tǒng)應(yīng)該滿足 “8-5條件”，并可根據(jù)標(biāo)定的KD值采用式(13)進(jìn)行泄放量計(jì)算。

對(duì)于僅標(biāo)定流阻系數(shù)的爆破片產(chǎn)品，按泄放系數(shù)法(取默認(rèn)泄放系數(shù)0.62)計(jì)算泄壓系統(tǒng)泄放量時(shí)，ASME Ⅷ-1 UG-127(a)(2)(-a)(-1)明確規(guī)定，泄壓系統(tǒng)應(yīng)滿足“8-5條件”。表2中編號(hào)48231A樣品在圖1裝置(不滿足“8-5條件”)中測(cè)出的KD=0.607，也用試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了這一條件的必要性。當(dāng)泄壓系統(tǒng)不滿足“8-5條件”時(shí)，如果根據(jù)泄放系數(shù)法計(jì)算泄放量，可能導(dǎo)致選擇的爆破片口徑偏小，給被保護(hù)承壓設(shè)備帶來安全隱患。工程中的泄壓管道，阻力損失可能遠(yuǎn)大于圖1所示裝置，這類隱患不容忽視。

根據(jù)第2.2節(jié)關(guān)于KD測(cè)定的分析可知，測(cè)試裝置中泄壓系統(tǒng)進(jìn)出口管道的長(zhǎng)度對(duì)最終測(cè)定結(jié)果有較大影響，因此，為了使測(cè)定結(jié)果適用于“8-5條件”的泄壓系統(tǒng)，測(cè)試裝置中泄壓系統(tǒng)進(jìn)出口管道的長(zhǎng)度應(yīng)不低于“8-5條件”規(guī)定的最大值，但也不應(yīng)超出過多，否則，由于增加管長(zhǎng)加大了阻力損失將導(dǎo)致測(cè)定值偏保守。

3 流阻系數(shù)法與泄放系數(shù)法的比較

流阻系數(shù)法泄放量的計(jì)算可采用式(9)和式(10)，對(duì)于氣體介質(zhì)涉及到膨脹系數(shù)Y，需要通過迭代求解，計(jì)算過程很復(fù)雜。滿足“8-5條件”的泄壓系統(tǒng)，將阻力損失統(tǒng)一到經(jīng)試驗(yàn)認(rèn)證測(cè)定的泄放系數(shù)，按泄放系數(shù)與理論流量的乘積計(jì)算泄放量，簡(jiǎn)化了計(jì)算過程。

當(dāng)爆破片裝置僅標(biāo)定流阻系數(shù)時(shí)，對(duì)于采用爆破片裝置作為單一超壓泄放裝置的壓力系統(tǒng)可取默認(rèn)泄放系數(shù)，KD=0.62?；谶@一原因，對(duì)進(jìn)行流阻試驗(yàn)測(cè)定認(rèn)證的爆破片裝置，需在圖4所示的試驗(yàn)裝置驗(yàn)證默認(rèn)泄放系數(shù)是否符合要求，如表2中編號(hào)為48239A的試驗(yàn)數(shù)據(jù)就是單片爆破片的完整泄放系數(shù)測(cè)定結(jié)果。圖4試驗(yàn)裝置實(shí)際上是一滿足“8-5條件”的特殊任意壓力系統(tǒng)，也可按式(10)采用流阻系數(shù)法計(jì)算泄放量。因此，可通過編號(hào)48239A樣品試驗(yàn)數(shù)據(jù)來對(duì)兩種方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。

圖4所示試驗(yàn)裝置中進(jìn)出口管道較短，可忽略直管阻力影響，僅考慮進(jìn)口突然縮小、出口突然放大及爆破片裝置的流阻即可，即總的流阻系數(shù)K=1.8(爆破片實(shí)際流阻系數(shù)假設(shè)為0.15)。根據(jù)試驗(yàn)報(bào)告，相關(guān)參數(shù)為：d=39.76 mm；P0=280.1 kPa(abs)；T0=288.5 K；K=1.65；v=0.308 m3/kg。

首先判斷流動(dòng)是否達(dá)到臨界狀態(tài)：ΔPsonic/P0=0.59，ΔP/P0=0.642，ΔP/P0>ΔPsonic/P0，流動(dòng)達(dá)到臨界狀態(tài)，從而得到：ΔPsonic=165.4 kPa(abs)，Ysonic=0.611，W=2 202.6 kg/h。

從表2可知，48239A樣品的理論流量為2 970 kg/h，實(shí)測(cè)流量為2 539 kg/h。如果采用泄放系數(shù)法計(jì)算泄放量，當(dāng)泄放系數(shù)默認(rèn)為0.62時(shí)，結(jié)果為1 841 kg/h，當(dāng)采用測(cè)定的泄放系數(shù)值時(shí)(0.9×0.855)，結(jié)果為2 285 kg/h，按流阻系數(shù)法計(jì)算結(jié)果為2 202.6 kg/h，如表4所示。從表中數(shù)據(jù)可以看出，流阻系數(shù)法與采用實(shí)測(cè)KD的泄放系數(shù)法計(jì)算結(jié)果較為接近，但采用默認(rèn)泄放系數(shù)計(jì)算泄放量，計(jì)算結(jié)果偏保守。

表4 兩種計(jì)算方法的綜合比較Tab.4 Comprehensive comparison of the two methods

4 結(jié)語(yǔ)

現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)中，符合“UD”要求的產(chǎn)品一般只需認(rèn)證標(biāo)定流阻系數(shù)，泄放系數(shù)默認(rèn)為0.62。但實(shí)際工況中，設(shè)置爆破片裝置的泄壓系統(tǒng)普遍符合“8-5條件”，當(dāng)未標(biāo)定泄放系數(shù)時(shí)，通常也取KD=0.62，然后乘上相應(yīng)的理論流量作為實(shí)際排量，這種簡(jiǎn)化將導(dǎo)致選擇過大口徑的爆破片，不利于節(jié)省成本和低碳排放。同樣，如果僅標(biāo)定泄放系數(shù)，對(duì)于不符合“8-5條件”的壓力系統(tǒng)按標(biāo)定的KD計(jì)算泄放量，將導(dǎo)致選擇的爆破片口徑過小，帶來安全隱患。因此，從經(jīng)濟(jì)性和安全性的角度考慮，爆破片裝置應(yīng)將KD和KR都強(qiáng)制標(biāo)定，便于工程設(shè)計(jì)人員根據(jù)不同的泄壓系統(tǒng)選用不同的計(jì)算方法。

國(guó)內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)GB/T 150.1—2011附錄B和GB/T 567系列，均未對(duì)爆破片裝置的泄放系數(shù)測(cè)定方法作出規(guī)定，關(guān)于如何使用流阻系數(shù)進(jìn)行泄壓系統(tǒng)泄放量的計(jì)算，國(guó)內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)也尚無介紹。論文有助于國(guó)內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)補(bǔ)充完善這些技術(shù)要求。