Development and Application of a Casing Annulus Pressure Relief Device for Better Wellbore Integrity in Deepwater Wells
-
摘要: 针对深水油气开发中因密闭环空压力升高而导致的套管挤毁、破裂等问题，研制了一种深水井套管环空泄压装置，并对其进行了性能测试和现场应用。该泄压装置以高精度破裂盘为核心部件，利用爆破片材料能瞬时泄压的特性，释放环空高压膨胀流体，消除套管环空压力升高带来的危害。破裂盘阀体选用SS316不锈钢，爆破片选用NS312镍铬合金，采用普通正拱形结构，最高设计破裂压力36.6 MPa；破裂盘套管短节采用双孔泄压设计，以防破裂失效。室内性能测试结果显示，破裂盘结构完整，耐温性能、时效稳定性好，能满足工程中0.80倍设计破裂压力条件下的稳压要求；实测破裂压力符合制造范围偏差±3.0%的设计要求；同时，随着流体介质温度升高，破裂压力降低，降低幅度不超过5.0%，小于破裂压力允值，满足现场应用需求。深水井套管环空泄压装置在南海东部某区块3口深水井进行了应用，均取得良好的应用效果，投产至今未出现由于环空压力升高导致的井下故障。研究表明，深水井套管环空泄压装置达到了预期的环空压力控制和管理的目的，可保障井筒安全。Abstract: A kind of casing annulus pressure relief device with high precision rupture disk as the core part was developed to solve the problem of annular pressure buildup problems which can cause casing collapse and rupture during deepwater oil and gas production.It makes use of the characteristics of rupture disk material to release the annulus expansion fluid instantaneous and eliminate the potential risk caused by the increase of the annulus pressure.The rupture disk assembly body is manufactured with stainless steel SS316,and burst disk is manufactured from nicochrome NS312,which incorporate a conventional domed inward type structure design with a maximum design rupture pressure level of 36.6 MPa.The rupture disk casing sub design has a double hole pressure relief to prevent failure.Laboratory tests demonstrate that the rupture disk maintains structure integrity,has high temperature resistance and good aging stability with 0.80 times of designed rupture pressure for the engineering requirement.The actual test rupture pressure complies with the design requirement of manufacturing deviation of ±3.0%.With the increasing of test fluid temperature,the test rupture pressure would slightly decrease,with the total change volume less than 5.0% and lower than rupture pressure tolerance,meeting field application requirements.The casing annulus pressure relief device achieved success in field applications in 3 deepwater wells in one eastern block of the South China Sea,and no downhole accidents have occurred up to now that were caused by annular pressure buildup problems.The research showed that the casing annular pressure relief device achieved the anticipated annular pressure management objectives and could ensure the wellbore safety.
-
Keywords:
- deepwater well /
- pressure buildup /
- pressure relief device /
- rupture disk /
- performance test
-
在为井下随钻测量仪器供电过程中，供电设备会因电池失压而重新启动，导致数据丢失或逻辑关系紊乱。无缝切换技术可以在电池失压时自动切换到备用电池，使负载电压保持基本稳定[1]。对于一次性高温锂电池供电的井下随钻测量仪器，由于受输入电压限制，单个串联方式的锂电池组容量往往不能满足仪器的供电需求。为扩大电池容量，可将多个串联电池组并联起来延长供电时间，同时，为防止锂电池强制充电，使用二极管隔开每组电池[2]，以满足无缝切换的要求。但由于优先使用最高电压的电池，所有串联电池组是同步均匀放电的，每次起钻后每组电池的剩余电量大致相同，下次施工时，为了保证供电容量，需要更换全部电池组，导致使用成本较高。
目前常用的供电管理控制方法是使用微控制器执行无缝切换操作[3]，笔者使用该方法设计了随钻测量仪器的锂电池优化供电方法[4]。微控制器采集各电池组的供电电压，自动判断并优先使用电压较低的电池组。起钻后只需要更换电量耗尽的电池组，未用的或剩余电量较多的电池组可以在下次施工时继续使用。但该方法通过定时采集电池电压进行判断，不适用于电池故障等导致的瞬间失压，也占用了宝贵的微控制器资源。为此，笔者基于美国Texas Instruments（TI）公司的具备无缝切换功能的优先级电源复用器芯片TPS2121，设计了不占用微控制器资源的井下自动供电装置，可以依次使用高温锂电池组，当前电池组的电量耗尽后可以自动顺序切换到下一电池组，电池组失压时能自动无缝切换使用其他电池组。
1. TPS2121电源复用器
电源复用方案有分立、半集成和全集成等方式，使用二极管、理想二极管、eFuse（电子保险管，内部开关管为场效应管）和负载开关等器件[5]。其中，全集成方式电源复用无需微控制器，而是按优先级自动切换电源。TI公司推出的TPS212x系列电源复用器芯片支持自动与手动切换，其中TSP2121支持外部电压基准，是井下自动供电装置的核心器件，其功能模块如图1所示[6]（图1中：BFET1，BFET2，HFET1和HFET 2为N沟道场效应管；UREF为内部基准电压，V；UOFST为偏置电压，V；IN1和IN2为2路电源输入引脚；PR1为优先级使能引脚；CP2为比较器使能引脚；OV1和OV2为电源输入过电压保护使能引脚；ST为电源选择状态指示引脚；SS为输入延迟及输出软启动时间设定压引脚；ILM为输出电流限制引脚；OUT为电源输出引脚；GND为接地引脚）。
TPS2121是一个双路输入（IN1和IN2引脚）、单路输出（OUT引脚）的电源复用器（MUX）。器件内部有2路电源开关，每路开关由背靠背的2个N沟道场效应管（N-FET）组成，具有防输出电流倒灌的反向电流阻塞功能，N-FET由内部逻辑通过栅极驱动器来控制导通与截止。2路电源开关不能同时导通，其导通状态以开漏方式在ST引脚输出。
TPS2121内部集成了多个具有迟滞电压比较功能的施密特触发器，用于实现电源切换逻辑及1、2路电源的过压保护（OV1、OV2）。内置温度传感器用于超温保护（OTP），并具有限流（ILM）和软启动（SS）保护功能。在供电输入侧实现过压、限流及软启动保护，有利于下游负载的工作安全。
TPS2121具有输入电压比较器（VCOMP，即自动选择高电压输入）、外部比较器控制方案（XCOMP）及外部电压基准控制方案（XREF）等3种工作模式。通过IN1，IN2，PR1及CP2引脚共同配合完成输出电源选择，其逻辑真值见表1（表1中：UIN1，UIN2，UOV1，UOV2，UPR1和UCP2分别为IN1，IN2，OV1，OV2，PR1和CP2引脚电压，V；UUV为欠压保护电压，V）。
表 1 TPS2121输出选择真值Table 1. TPS2121 output true value selection器件输入 器件输出 UIN1≤UUV或UOV1≥UREF UIN2≤UUV或UOV2≥UREF UCP2≥UREF UPR1≥UREF VCOMP XCOMP OUT ST 0 × 0 0 UIN2<UIN1 × IN1 高 × 0 0 0 UIN2≥UIN1 × IN2 低 0 × 0 1 × × IN1 高 × 0 1 0 × × IN2 低 0 × 1 1 × UPR1>UCP2 IN1 高 × 0 1 1 × UPR1≤UCP2 IN2 低 0 1 × × × × IN1 高 1 0 × × × × IN2 低 1 1 × × × × 高阻 高 输入电源电压在高于欠压保护电压（2.55 V）低于过压保护电压（由外部设定）时被认为有效，如果只有1路电源有效，则输出自动选择该路电源，如果2路电源均无效，则器件输出为高阻状态。输出为高阻或IN1时，状态指示引脚ST输出为高电平。
当CP2引脚输入电压小于UREF（1.06 V），器件进入VCOMP模式，此时器件自动选择电压较高的一路。当CP2引脚输入电压高于UREF时，如果PR1引脚的输入电压也高于UREF，器件则进入XCOMP模式，此时根据PR1与CP2引脚电压的高低（优先级）来选择输入电源。此时，如果将CP2输入电压设定为外部基准电压（>UREF），PR1的比较对象就成了精度更高的外部基准电压，这样就能准确判断PR1的电压切换阈值，同时启动切换时间短至5 μs的快速切换模式，实现电源的优先级无缝切换，也就是XREF模式。
2. 井下自动供电装置工作原理
与可充电式锂电池相比，随钻测量仪器所用的一次性高温锂电池具有单体电池电压高、比能量高、存储寿命长和工作温度范围宽等优点[7]。单个锂电池的标称电压为3.6 V，开路电压可达到3.7 V，而截止电压可低至2.0 V。电池剩余电量与电池供电电压有关，也与放电电流及使用温度有关，仅通过供电电压难以准确判断剩余电量。一种比较简便的方法是用截止电压作为判断电量耗尽的依据。
为延长供电时间，需要为随钻测量仪器配备多个电池组，一组电池的电量耗尽（输出电压低于截止电压）则自动切换到下一组，使电池利用率最大化。
图2所示为井下自动供电装置的工作原理。井下自动供电装置支持多路电池输入，图2中绘出了4路电源输入（BATT0—BATT 3为4路输入的串联电池组）。
![]()
图 2 井下自动供电装置工作原理示意Figure 2. The working principle of downhole automatic power supply device井下自动供电装置包含基于TPS2121的3个自动切换开关，每个自动切换开关输入端的上面一路是第一路，依次使用BATT0—BATT3等4组电池。每个自动切换开关都具有独立的保护及自动选择功能，可以按顺序自动选择输入电源。TPS2121的导通电阻低至56 mΩ，选用的一次性高温锂电池最大输出电流为1.5 A，即两级开关的器件耗散功率小于0.1 mW，有助于节能和降低器件工作温度。电池的不稳定供电经DC/DC转换器由电源输出端口为下游负载供电。每个自动切换开关的开关状态由状态输出端口输出到外部，可用于判断当前电池组的使用情况，以便更换电池组。
自动切换开关需要从2路输入电源中顺序选择使用。TPS2121的VCOMP模式自动选择较高的电压，与二极管方式的电源复用类似，这里不适用。对于XCOMP和XREF模式，选用精度更高的XREF模式，与PR1优先级监视器的精度±5%相比，CP2外接电压基准的精度优于1%。
自动切换开关电路如图3所示（图3中：RPR1a和RPR1b为优先级分压电阻，Ω；ROV1a和ROV1b为IN1过压保护分压电阻，Ω；ROV2a和ROV2b为IN2过压保护分压电阻，Ω；RILM为输出电流限制电阻，Ω；CSS为软启动电容，F；UOUT为输出电压，V；UREF_EXT为外部基准电压，V；C1和C2为滤波电容，F；U1和U2为集成电路的编号）。
由于供电需求及器件的耐压限制，TPS2121容许的输入电压范围是2.8～22.0 V，极限最高电压是24.0 V。由于采用电池供电，按照单个高温锂电池最高开路电压3.7 V计算，最多可以串联5节电池，此时截止电压约为10 V。
图3中CP2引脚接入外部电压基准TI REF5020，其输出即外部电压基准UREF_EXT为2.048 V[8]。
由电阻RPR1a和RPR1b组成的分压网络接入到第一路电池输入IN1，其分压输出到优先级判断引脚PR1。对于XREF模式的控制逻辑，当IN1输入满足供电需求，优先使用该路电池，仅当IN1输入电压低于设定阈值，TPS2121器件自动切换到IN2输入。
3. 井下自动供电装置系统设计
3.1 优先级控制
优先级引脚PR1的电压确定了IN1与IN2电源切换的最小电压设定阈值。对于XREF模式，电阻RPR1a和RPR1b串联组成分压网络，电阻RPR1b上的分压即为PR1引脚电压，计算公式为：
UPR1=UIN1RPR1bRPR1b+RPR1a (1) UPR1为外部电压基准UREF_EXT的最大值（约为2.05 V），UIN1为串联电池组的放电截止电压，如果是5节电池串联，则UIN1为10 V。分压电阻RPR1b可选为5 kΩ，此时计算可得RPR1a约为19.39 kΩ，选择19.6 kΩ标准电阻，此时UIN1约为10.09 V。选用较大的UREF_EXT与RPR1a，可以提高供电的冗余度。
3.2 无缝切换
对于XREF模式，CP2引脚的外部基准电压UREF_EXT高于内部基准电压UREF，此时TPS2121启动快速切换模式，可以在5 μs内完成电源无缝切换，以防止下游负载复位。TPS2121使用先断开老电源再连接新电源的切换方式，其目的是防止新电源的电流倒灌进入老电源，即反向电流阻塞（RCB）功能。TPS2121控制内部开关管，在断开失压的老电源后，只有检测到负载电压降低到不高于备用新电源25 mV（URCB）时才完成切换。
为了说明先断开再连接电源复用方式的特点，将2个eFuse器件通过半集成方式组成电源复用电路，图4所示为该电路在切换过程中负载电压和电流的变化情况（IIN1为IN1引脚的输入电流，A；IIN2为IN2引脚的输入电流，A；UOUT为OUT引脚的输出电压，V；UPG为TPS2121电源正常状态引脚的输出电压（低电平表示输出电压正常），V）。
从图4可以看出，IN1失压后该路eFuse切断，输出电流IIN1下降至0，加到负载的输出电压UOUT基本呈线性下降。UOUT的最小值由下式确定：
UOUT,MIN=USW−UDIP=USW−tSWIOUTCOUT (2) 式中：UOUT,MIN为输出电压UOUT的最小值，V；USW为切断该路电源开关时的输出电压，V；UDIP为输出电压的跌落值，V；tSW为切断时长，s；IOUT为负载电流，A；COUT为负载电容，F。
UDIP反映了负载电容放电带来的压降，与tSW和IOUT成正比。较大的负载电容使电压跌落更小，更有利于无缝切换。
随后开启IN2的eFuse，输出电压回升。由于负载电容的存在，当IN2电源投入运行时，如果电源电压高于负载电压，该路电流（IIN2）会产生一个短时冲击电流：
IINRUSH=COUTdUOUTdt (3) 式中：IINRUSH为冲击电流，A。
冲击电流缘于负载电容放电，与负载电容成正比，输出电压变化越快，冲击电流越大，这是快速切换模式的“副作用”。如果IN2的引线较长，引线的分布电感会抑制该冲击电流的产生，使负载输出电压不能及时回升，此时增大IN2的输入电容并减少引线长度，有利于减少电压跌落。
在正常运行的高温锂电池组切换过程中，IN1的电池组放电到截止电压时才切换到IN2的新电池，切换期间负载电压不会降低，切换时间更短。切换到IN2后，由于供电电压高于负载电压，会产生如图4所示的冲击电流。为了限制冲击电流，TPS2121集成了限流保护，可以防止冲击电流过大。
3.3 保护措施
TPS2121具有限流、软启动、超温及过压保护功能。其中，ILM引脚外接的电阻可用来限制电流，最大限制电流可由以下经验公式确定[6]：
IILM=71.5RILM0.9 (4) 式中：IILM为ILM引脚最大限制电流，A；RILM为ILM引脚外接电阻，Ω。
对于TPS2121，RILM为17～80 kΩ。当接入IN1或IN2电源时，为了避免电压冲击，由SS引脚外接电容CSS确定软启动时间。查阅相关器件手册可知，输入电压12 V时，100 nF电容的电压上升速率约为800 V/s。
IN1输入的电压由OV1引脚的电压确定，IN2输入的电压由OV2引脚的电压确定，并由此实现过压保护。与优先级控制的电阻分压网络类似，输入电压由以下公式确定：
UREF=UOVROVbROVb+ROVa (5) 式中：UOV为最大输入电压，V。
电阻ROVa与ROVb组成串联电阻分压网络，电阻ROVa上的分压UREF为芯片内部参考电压（1.06 V）。当某一路输入电压产生过压时，器件自动切断该路电源，其对应的逻辑关系见表1。
3.4 状态输出
井下自动供电装置的多路电池组通过TPS2121芯片自动切换供电，无需微控制器控制。通过判断每个自动切换开关的开关位置，就可以确定当前使用的是哪一组电池。对于如图2所示的4路电池组供电，需要输出3个开关状态；如果电池组数量扩展到8路，需要输出7个开关状态。
可以通过外接LED人工判断开关状态，也可以由微控制器检测开关状态，实现电池使用情况的自动查询功能。
3.5 DC/DC转换器
根据使用输入电压范围、最大输出电流和转换效率等参数，有多种DC/DC转换器方案可供选择。井下自动供电装置选用了TI LM5166，该器件具有超低待机电流的同步型降压转换器，其最大输入电压为65 V，可选COT（恒定导通时间）或PFM（脉冲频率调制）控制模式，前者开关频率不变、转换效率高，后者能够提高轻负载时的效率[9]。可以利用TI公司的新版在线电源设计工具WEBENCH Power Designer快速完成选型、定制、仿真及输出等工作。
具体电路如图5所示（图5中：VIN为电源输入引脚；EN为芯片使能引脚；PGOOD为电压输出正常状态指示引脚；HYS为欠压保护引脚；RT为模式选择引脚；PAD为芯片底部的散热板；SW为开关节点输出引脚；FB为输出电压反馈引脚；PowerOut为转换器输出；U3为集成电路编号；L1为电感编号；CIN为输入端的电容，F；RRT为模式选择引脚所接电阻，Ω；RFBt和RFBb分别为分压电阻网络顶部、底部的电阻，Ω；Resr为等效串联电阻，Ω）。
RT引脚直接接地，选择PFM模式；通过电阻RRT接地，选择COT模式。电阻RFBt与RFBb组成电压反馈分压网络。额定输出电压5 V，额定输出电流0.3 A。输入电压为10.0～18.5 V时，其转换效率可达90%以上。SS引脚连接的电容CSS为软启动控制电容，软启动时间设定为6 ms。电阻Resr与电容COUT组成输出均衡电路。
4. 室内测试与现场试验
4.1 室内测试
现场试验前，首先对井下自动供电装置进行了实验室测试。图6所示为电源切换试验装置（图6中：N5771A为KeySight N5771A直流电源；N3300A为KeySight N3300A直流电子负载），其工作原理与图2所示类似。2台N5771A组成2路输入电源，最高输出电压300 V，电流5 A。N3300A作为负载，配备N3303A 250 W电子负载模块，使用恒定电阻模式。负载电阻设定为10 Ω（最大输出电流0.5 A），输出电压为5 V。另外，使用KeySight 34411A6 1/2位数字多用表辅助测量。
测试发现，在切换过程中，无论是切换哪个电源，输出到电子负载的输出电压均保持不变，实现了无缝供电的电源复用。这说明该井下自动供电装置工作原理可行，系统设计正确。
4.2 现场试验
按照工作原理，井下自动供电装置可用于各类随钻测量仪器。设计完成后，首先将其与高频磁耦合有缆钻杆（信息钻杆）中继器进行了配套试用。
信息钻杆是中国石油北京石油机械有限公司研制的高速井下网络通讯系统，配备了多个功率较大的井下中继器，用于通讯和参数测量。虽然采用涡轮发电机可以降低供电成本[10]，但其只能用于井底，而分布在井筒各处的信息钻杆中继器需要用高温锂电池供电[11]。之前，在大庆油田、吉林油田也试验过使用微控制器执行无缝切换操作的锂电池优化供电方法，发现使用微控制器控制电源切换，虽然功能正常，但由于不能解决电池故障导致的瞬间失压问题，存在隐患。
为了验证基于TPS2121的井下自动供电装置的使用效果，在大庆油田进行了现场试验。试验同时使用12个中继器，中继器在出厂时即开启了自动供电功能，试验期间（试验2周，入井2 d）供电正常。回厂测试发现，每个中继器仅前2组电池电压下降较大，其他电池组电压变化不大，说明井下自动供电装置工作正常，达到了设计要求。
5. 结 论
1）随钻测量时，在无法使用涡轮发电机的条件下，一次性高温锂电池成为了最佳供电方式。为了延长耗电量较大的随钻测量仪器及设备的工作时间，往往需要多组串联的电池组并联供电。为了防止锂电池因强制充电而损坏，需要进行无缝切换设计。
2）现有二极管及微控制器等的自动切换设计不能满足依次使用电池及无缝切换的要求，TI公司的TPS2121优先级复用器芯片以全集成方式实现了多路电源的无缝切换。
3）以TPS2121优先级复用器芯片为核心，设计了井下自动供电装置。该装置根据供电电池电压设定了优先级控制阈值，选择XREF无缝切换模式，发挥了芯片的限流、软启动、超温及过压保护功能；外部微控制器可以监测开关状态，同时配合DC/DC转换器实现稳定供电。
4）室内测试和现场试验表明，井下自动供电装置可以实现无缝电源切换，满足井下随钻测量仪器的供电需求。而且，由于该井下自动供电装置按顺序依次使用外部电池组，可以根据电池使用情况更换电池，节省了高温锂电池的使用费用，具有较高的经济性。
-
[1] PATTILLO P D,COCALES B W,MOREY S C.Analysis of an annular pressure buildup failure during drilling ahead[R].SPE 89775,2004.
[2] HU Zhiqiang,YANG Jin,LI Wenlong,et al.Research and development of compressible foam for pressure management in casing annulus of deepwater wells[J].Journal of Petroleum Science and Engineering,2018,166:546-560.
[3] BRADFORD D W,FRITCHIE D G,GIBSON D H,et al.Marlin failure analysis and redesign:part 1:description of failure[R].SPE 88814,2004.
[4] 胡志强,杨进,李中,等.高温高压井双封隔器管柱安全评估[J].石油钻采工艺,2017,39(3):288-292. HU Zhiqiang,YANG Jin,LI Zhong,et al.Safety assessment on twin-packer string of HTHP well[J].Oil Drilling Production Technology,2017,39(3):288-292. [5] 胡伟杰,王建龙,张卫东.深水钻井密闭环空圈闭压力预测及释放技术[J].中外能源,2012,17(8):41-45. HU Weijie,WANG Jianlong,ZHANG Weidong.Confined annular trap pressure prediction and release technology for deep water drilling[J].Sino-Global Energy,2012,17(8):41-45. [6] 黄小龙,严德,田瑞瑞,等.深水套管环空圈闭压力计算及控制技术分析[J].中国海上油气,2014,26(6):61-65. HUANG Xiaolong,YAN De,TIAN Ruirui,et al.Research on calculation of casing annulus trapped pressure and its control techniques for deep water well[J].China Offshore Oil and Gas,2014,26(6):61-65. [7] 杨进,唐海雄,刘正礼,等.深水油气井套管环空压力预测模型[J].石油勘探与开发,2013,40(5):616-619. YANG Jin,TANG Haixiong,LIU Zhengli,et al.Prediction model of casing annulus pressure for deepwater well drilling and completion operation[J].Petroleum Exploration and Development,2013,40(5):616-619. [8] 王素环,韩晓辉,赵延强,等.冷作硬化不锈钢对接接头组织与性能分析[J].电焊机,2014,44(2):63-66. WANG Suhuan,HAN Xiaohui,ZHAO Yanqiang,et al.Analysis of structures and properties of cold rolling stainless steel butt welding joints[J].Electric Welding Machine,2014,44(2):63-66. [9] 孙士雷,赵杰,袁玮骏,等.GH4169镍基高温合金表面加工硬化研究[J].工具技术,2016,50(10):24-27. SUN Shilei,ZHAO Jie,YUAN Weijun,et al.Study on surface hardening in high speed milling super alloy GH4169[J].Tool Engineering,2016,50(10):24-27. [10] 王路逸.正拱型爆破片的疲劳寿命及其影响因素研究[D].上海:华东理工大学,2015. WANG Luyi.Material property measurement of common pressure vessel steel using hydraulic bursting test[D].Shanghai:East China University of Science and Technology,2015. [11] 顾雪铭,吴全龙,杨秀霞.正拱环向开缝型爆破片的爆破性能[J].华东理工大学学报(自然科学版),2004,30(1):99-102. GU Xueming,WU Quanlong,YANG Xiuxia.Bursting mechanism of domed annular-slotted bursting discs[J].Journal of East China University of Science and Technology(Natural Science Edition),2004,30(1):99-102. [12] 那福利.反拱开缝型爆破片性能研究[D].上海:华东理工大学,1998. NA Fuli.Analysis of reverse domed bursting disc with knife blades[D].Shanghai:East China University of Science and Technology,1998. [13] 王东方.爆破片爆破压力可靠性研究[J].导弹与航天运载技术,2007(3):43-45. WANG Dongfang.Research on bursting pressure reliability of bursting disc[J].Missiles and Space Vehicles,2007(3):43-45. [14] 李志义,初春利,张凤玉,等.关于爆破片的制造范围[J].化工装备技术,1996(5):47-52. LI Zhiyi,CHU Chunli,ZHANG Fengyu,et al.About the scope of the manufacturing deviation[J].Chemical Equipment Technology,1996(5):47-52. [15] 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):48-54,40. WU Quanlong.Comparative analysis on the domestic and overseas standard of the bursting disc devices[J].Pressure Vessel Technology,2011,28(5):48-54,40. [16] 马源,喻建良.金属爆破片的时效性能研究[J].石油化工设备,1996(4):16-20. MA Yuan,YU Jianliang.Study on the aging properties of metal bursting disc[J].Petro-Chemical Equipment,1996(4):16-20. [17] GB 567.1-2012爆破片安全装置:第1部分:基本要求[S]. GB 567.1-2012 Bursting disc safety devices:part 1:basic requirement[S]. [18] GB 567.2-2012爆破片安全装置:第2部分:应用、选择与安装[S]. GB 567.2-2012 Bursting disc safety devices:part 2:application,selection and installation[S]. [19] GB 567.3-2012爆破片安全装置:第3部分:分类及安装尺寸[S]. GB 567.3-2012 Bursting disc safety devices:part 3:classification and mounting dimensions[S]. [20] GB 567.4-2012爆破片安全装置:第4部分:型式试验[S]. GB 567.4-2012 Bursting disc safety devices:part 4:type test[S].
下载:
计量
- 文章访问数: 4968
- HTML全文浏览量: 113
- PDF下载量: 7385
