李岳S喻健良S姜一昌2，朱永江2，温殿江2
(1.大连理工大学化工机械学院，辽宁大连116011 ;2.大连理工安全装备有限公司，辽宁大连 116020)
摘要：采用有限元分析方法，对不同夹持条件下的反拱形爆破片壳体进行稳定性分析，得出了不同 边界约束下反拱形爆破片失稳压力的变化，确定了夹持条件对反拱形爆破片失稳压力具有重大影 响，其结果可为反拱形爆破片的安装使用提供指导。
关键词：反拱形爆破片；夹持条件；失稳压力；屈曲载荷；有限元分析 中图分类号:TH131 ;TQ050.3;TB115.1文献标志码：A 文章编号= 1001 -4837(2016)07 -0053 -05
d〇i：10. 3969/j. issn. 1001 -4837. 2016. 07. 009
Study of Effect of Clamping Condition of Reverse Domed
Bursting Disc on Its Buckling Pressure
LI Yue1, YU Jian - liang1, JIANG Yi - chang2 ,ZHU Yong - jiang2, WEN Dian - jiang2
(1. School of Chemical Machinery,Dalian University of Technology,Dalian 116011, China;2. Dalian Ligong Safety Equipment Co. ,Ltd.,Dalian 116020,China)
Abstract：The finite element method is used to analyze the stability of the reverse domed bursting disc under different clamping condition.It comes to get the change of the buckling pressure for the reverse domed bursting disc under different boundary constraints and confirm that the clamping condition have a great influence on the stability of the reverse domed bursting disc.All of these conclusions are used to provide a guide for the installation and applications of the reverse domed bursting disc.
Key words：reverse domed bursting disc;clamping condition；buckling pressure;buckling load;finite element analysis
〇引言
反拱形爆破片具有动态响应性好、高耐疲劳 性及较高的操作比（设备最大允许工作压力可达 最小爆破压力的90%)等优点[1_3]，在工程中得 到广泛的应用。早期研究者对反拱形爆破片薄壳 失稳机理进行了较多研究，得到了很多有意义的 结论[4_7]。
尽管反拱形爆破片具有多种其他类型爆破片 无法比拟的优点，但由于其本身的结构决定了其 存在无法忽视的缺陷。如反拱形爆破片不能受到 损伤，否则失稳压力（爆破压力）将会明显降低，笔者以前曾研究过[8]；另外，反拱形爆破片壳体 内是压缩应力，反拱形爆破片的爆破是稳定性破 坏，其失稳机理与材料力学中压杆稳定类似，在理 论上边界约束条件对其失稳压力也有明显影响。夹持条件（边界约束）对反拱形爆破片失稳压力
•
53 •
CPVT
夹持条件对反拱形爆破片失稳压力影响研究
Vol . 33 No . 7 2016
的影响究竟如何研究较少，而在爆破片现场安装 及与爆破片相连管道设计中又经常存在如下问 题，导致反拱形爆破片夹持不满足要求。
(1)
安装人员未能按要求安装爆破片。如与
安全阀串联使用的反拱形爆破片，按要求安装时 应先松开安全阀出口法兰螺栓，使安全阀出口处 于自由状态，然后将爆破片装置放在安全阀进口 法兰和管道法兰之间，再逐步均勻地对爆破片进 行夹紧，以保证爆破片夹持均勻。如果出口法兰 螺栓不松开，由于安全阀进出口管道安装位置可 能存在误差，这必然导致安全阀连接管道法兰安
装应力过大，造成爆破片无法均勻夹紧。
(2) 与爆破片相连管道结构设计不合理，导 致爆破片无法均勻夹紧。如爆破片出口侧接管过 长，使爆破片无法均勻夹持；对于泄放出口为长管 道，正确的爆破片夹持结构设计应为分段结构，爆 破片夹紧段应设计为短节或膨胀节，安装时先松 开与短节或膨胀节相连的管道，在短节或膨胀节 法兰将爆破片夹持好后，再连接其他接管，可保证
爆破片夹持均勻。
(3) 安装爆破片位置在某方位上没有足够的 工作空间，操作者无法施力紧固螺母，导致爆破片
边界约束松紧不均勻。(4) 采用了具有“冷流”特性或温度下明显变 形的非金属垫片，导致爆破片在工作中夹紧力明 显减小，导致反拱形爆破片夹持力不足。如采用 具有“冷流”性的聚四氟乙烯垫片，预紧后垫片可 能会逐渐变形减薄，特别在有一定操作温度时，这 种减薄会十分明显，使爆破片夹持力显著降低。
上述爆破片安装夹持中存在的问题，究竟会 对反拱形爆破片失稳压力产生何种影响，目前相 关方面研究较少。本文除了采用试验研究，同时 也重点采用有限元分析方法研究各种夹持条件 (边界约束)对反拱形爆破片失稳压力的影响，研 究结果对指导反拱形爆破片的安装及相连管道结 构设计、减少由于不正确安装或夹持结构造成爆 破片低压力爆破具有重要指导意义。
1反拱形爆破片夹持力对失稳压力影响试验研究
以型号为YC 100 - 1. 15 - 20爆破片为试验 研究对象，爆破片室温下设计爆破压力1. 15
MPa ，用户规定的爆破压力的范围为：1.09〜1.21
• 54 •
MPa 。用户现场装置的夹持法兰螺栓为M 16，数
量6个，设计文件规定每个螺栓施加扭矩为48
N • m ，爆破片公称直径100 mm 。本文对该爆破
片在爆破试验装置上进行了不同夹持扭矩下的爆 破试验，采用的爆破试验装置与现场设备具有相 同夹持结构，得到了不同扭矩下爆破片实际爆破 压力如表1所示。
表1在不同夹持扭矩下爆破片的爆破压力每个螺栓扭矩/N • m 815203040
爆破压力/MPa 0.800.96 1. 10 1.14 1.15
试验温度/°c
2626262626
从爆破试验数据可以看出，随着螺栓扭矩增 加，夹持力增大，反拱形爆破片的爆破压力增加， 当达到某一值后，再增加扭矩，爆破压力基本不 变，即一旦边界约束达到近似固定约束后，失稳压 力达最大值，再增加边界约束（夹持力），失稳压 力基本不变。
2反拱形爆破片夹持力对失稳压力影响的有限 元分析
2.1有限元计算边界条件爆破片是安装在夹持器内，然后采用法兰及 螺栓、螺母拧紧夹持，使爆破片边缘受到夹紧，实 现密封和边界约束，保证反拱形爆破片保持一‘定 的失稳压力。图1示出常规可更换的反拱形爆破 片实际夹持结构及受力模型，反拱形爆破片球冠 凸面外表面承受均布压力P 。
图1
可更换的反拱形爆破片夹持结构及受力模型
第33卷第7期压 力容器总第284期
将反拱形爆破片按实际密封面区域作为约束 边界，计算时在密封面上施加面载荷。同样将密 封面分为4个区域，对各区域施加不同面载荷，计 算边界条件如下。
(1) 第一种边界条件。
将密封面分为4个区域①②③④（见图2)，对整个密封面上表面施加不同压紧载荷（模拟不 同的法兰夹持力），将总压紧载荷除以密封面面 积，转化为密封面上表面的单位面载荷（压应 力），在下夹持器的上表面和爆破片之间设置接 触单元，并对下夹持器施加全约束。根据不同的 面载荷，分别计算各自失稳压力，直到所加面载荷 计算出失稳压力基本不变，且与反拱形爆破片失 稳试验得出的失稳压力基本相同时（误差小于 5%)，此面载荷即为临界面载荷，超过临界面载 荷失稳压力不再变化。
(2) 第二种边界条件。
对密封面上表面①②③区域施加临界面载 荷，对④区域不施加面载荷（近似模拟反拱形爆 破片密封面1/4区域夹不紧，没有夹持力作用），下夹持器与爆破片接触区域计算模型处理同上。
(3) 第3种边界条件。
对密封面上表面①②区域施加临界面载荷，对③④区域不施加面载荷，下夹持器与爆破片接 触区域计算模型处理同上。
(4) 第四种边界条件。
对密封面上表面④区域施加临界面载荷，① ②③区域不施加面载荷，下夹持器与爆破片接触 区域计算模型处理同上。
反拱形爆破片夹持边界分区简图见图2。
图2有限元计算模型边界夹紧分区简图
对上述各种模型进行非线性屈曲分析，采用
弧长法进行计算，通过设置达到第一个峰值终止
计算，把第一个峰值对应的压力定义为失稳压力。
2. 2反换形爆破片计算几何参数与网格划分
爆破片材料为316L，材料的弹性模量为1.93 x105MPa，泊松比0. 3，属于幂硬化材料，采用实 体单元
建模^8]。反拱形爆破片几何尺寸如图 3所示。
图3模拟的反拱形爆破片几何尺寸示意
有限元计算单元选择为Solid 95，在下夹持器 的上表面和爆破片之间设置接触，接触单元为 Targe 170和Conta 174，对下夹持器施加全约束，
反拱形爆破片夹持部分施加面载荷，来替代螺栓 力，凸面部分施加压力载荷，采用六面体网格划 分[9_11]，划分单元为12844个，91611个节点6模 型与网格划分如图4所示。
图4网格划分后模型
2.3计算结果及分析
在试验室理想夹持条件下，对计算模型的反 拱形爆破片进行失稳试验，夹持载荷分别为1〇〇 k N和150 kN，所得爆破片失稳压力0. 405 MPa和 0.398 MPa。对计算模型的第一种边界条件，在密 封面上分别施加不同预紧力，计算出密封面上不 同面载荷，施加预紧力、相应的面载荷及计算得屈
•
55 •
CPVT夹持条件对反拱形爆破片失稳压力影响研究Vol. 33 No. 7 2016曲载荷见表2(注：反拱形爆破片有限元分析中，爆破片失稳力称为屈曲载荷）p
表2第一种边界条件爆破片密封面上所加载荷及计算所得屈曲载荷
密封面所加总夹持力/kN30506080100150
密封面上面载荷作用区域①②③④①②③④①②③④①②③④①②③④①②③④密封面上面载荷/MPa 5.549.2311.0714.7718.4627.69屈曲载荷/MPa0.33520.36450.37320.38150.38860.393
由上面计算可以看出，随着反拱形爆破片密 封面上施加面载荷的增加，计算的屈曲载荷逐渐 增大，当总载荷达到100 kN，面载荷达到18.46 MPa时，计算的屈曲载荷基本恒定，再增加面载 荷，屈曲载荷基本不变，且所计算的屈曲载荷与试 验所得失稳压力基本相同，误差在5%以内，认为 此时所计算的屈曲载荷即为该尺寸的反拱形爆破 片失稳压力，所以对反拱形爆破片存在临界夹持载荷《農夹持载荷低于临界载荷，爆破片失稳压力 会低于制造厂的抽样爆破压力，故反拱形爆破片 安装夹持载荷必须达到制造厂规定值。
由此可近似认为，面载荷18.46 MPa可以作 为该规格爆破片的临界面载荷，并将该载荷施加 在第|~第
四边界条件的不同区域上进行计算爆 破片失稳压力。计算的失稳压力见表3。
表3第一〜第四边界条件下爆破片密封面所加载荷及计算的屈曲载荷边界条件第■种边界条件第二种边界条件第三种边界条件第四种边界条件面载荷施加区域①②③④①②③④①②③④①②③④面载荷数值/MPa18.4618.46018.46018.460屈曲载荷/MPa0.38860. 34640.25170.1535
本文取两种边界条件计算应力图，第一种边 界条件（临界面载荷下）和第二种边界条件的计 算等效应力云图分别见图5，6。
NODAL SOLUTION
STEP=1
SUB=33
TIME=.770859
SEQV (AVG)
DMX=.131068
■213E-03 96.459 192.917 289.376 385.834
48.229 144.688 241.147 337.605 434.064
图5第一种边界条件（临界面载荷下)
计算得到的等效应力云图
NODAL SOLUTION
STEP=1
SUB=28
TIME=.759816
SEQV (AVG)
.351E-03 73.625 147.249 220.873 294.497
36.812 110.437 184.061 257.685 331.309
图6第二种边界条件下计算得到的等效应力云图
绘出反拱形爆破片失稳压力随边缘未夹持(无 面载荷)角度变化曲线图，见图7。可以看出，对非均 勻夹持的反拱形爆破片(模型分析极端夹持情况），反拱形爆破片失稳压力随未施加面载荷角度的增大 而迅速降低，当爆破片一^半夹紧，另一^半未夹持时，失稳压力下降达35% ；当只有1/4施加夹持力时，失 稳压力下降达60%。
• 56 •
第
33卷第7期
压
力容器
总第284期
0|_______________,_______________■ ^
135 270
反拱爆破片边缘未夹紧角度/ °
图7
反拱形爆破片失稳压力随边缘未夹持角度
变化曲线
3结语(1)
对与本文类似安装夹持的反拱形爆破
片，边缘夹持载荷对其失稳压力存在明显影响，且
存在一临界夹持载荷。当夹持力低于临界夹持载
荷，随夹持载荷增大，反拱形爆破片失稳压力逐渐 增加；当夹持载荷超过临界载荷时，失稳压力不再 受夹持载荷的影响。(2) 反拱形爆破片密封面上夹持力的均匀度 对其失稳压力存在明显影响，现场安装应保证爆破
片夹持力均勻一致，杜绝夹持力松紧不勻的现象。
(3) 建议爆破片制造厂在可更换的反拱形爆 破片安装使用说明书中，给出反拱形爆破片最小 夹持力，该夹持力可换算成夹持法兰的螺栓扭矩， 并将螺栓扭矩打印在爆破片铭牌上，使用户安装
反拱形爆破片时严格保证施加的螺栓扭矩不小于 给定扭矩。当可更换的反拱形爆破片采用压力试 验机夹紧抽样爆破时，必须给出爆破片规定的夹 持螺栓扭矩与压力试验机所加压力之间的换算关
系，否则很难保证压力试验机爆破结果与现场法
兰夹持的一致性^
(4) 对反拱形爆破片安装人员必须进行培
训，使其严格按安装说明书规定进行操作9另外，
也应对与爆破片装置相连的管道法兰等设计人员 进行宣讲，使其在结构设计上考虑到如何才能使 反拱形爆破片夹紧均勻，并留有足够的安装空间，
使安装者能够从容拧紧扳手。(5) 对于爆破片制造厂设计、制造的反拱形 爆破片与夹持器，力争将爆破片与夹持器设计制
造成预组装型或焊接一体型。对于预组装型的反 拱形爆破片装置，可将反拱形爆破片与夹持器预
爆破片
先组装起来，并用夹持器上自带的螺栓将爆破片 夹紧，使爆破片密封面上夹持载荷均勻且达到临 界夹持载荷，然后成套安装到设备上，这样就不需 要对法兰螺栓扭矩和夹持均勻度进行要求，只要 夹紧不漏即可，同样爆破片与夹持器焊接一体结 构也具有同样性能。
参考文献：
[1] 李志义，喻健良.爆破片技术及应用[M ].北京：化
学工业出版社，2006.
[2] 李志义，由宏新.爆破片及爆破片装置:——
国家专
业技术标准与国际的对比分析[J
].锅炉压力容器 安全技术，1999(2) :9 -13.
[3] 毕明树，王淑兰，张凤玉.我国防爆泄压技术进展
[J
] •锅炉压力容器安全技术，1996 (3) : 1 - 4.
[4] 张春霞，丁信伟，贺匡国，等.拱型薄壳稳定性的数 值分析[J |压力容器，1992,9(6) :47 - 50,
[5] 张宁.反挠型爆破膜的屈曲分析[J ].华东化工学院 学报，1985,11 (2): 167 -176.[6] 张春霞.反拱型爆破片临界失稳压力研究[D ].大
连：食连理工大学，1986.
[7] 孟庆武，余俊志，张永峰，等.一起不锈钢爆破片异 常失效后的检测分析[i ].压力容器，2015,32(7): 59 -62.
[8] 李岳，闫照锋，喻健良，等.受损反拱形爆破片失稳
压力变化有限元分析[J
].石油化工设备，2012,
41(5) ：14 -17.
[9] 顾丽琴•正拱型爆破片爆破压力的数值模拟研究
[D] •上海：华东理工大学，2009.[10] Murty D V R,Bhaskar Rao Y. Computer simulation of rupture disc design[ C J//ASME Pressure Vessels and
Piping Division Conference. Vancoucer, BC , Canada, 2006.[11] Ahmed M ，Hashmi M S J. Finite - element analysis of bulge forming applying pressure and in - plane compressive load [ J ]. Journal of Materials Processing
Technology, 1998,77(1 -3) ：95 - 102.
收稿日期=2016 - 05 - 1
9修稿日期:2016 - 06 - 26
作者简介：李岳（1964—），男，工程师，主要从事过程装备
强度与安全附件研究工作，通信地址:116020辽宁省大连
市大连经济技术开发区双D 港辽河东路26号大连理工 安全装备有限公司，E - mail:ly@ duta. com. cna
0.
0.
• 57
•
豫公网安备41160202000603
站长QQ:729038198
关于我们
投诉建议