Расходомеры и счетчики количества - Кремлевский П.П.

Автор: Кремлевский П.П.

Теги: теплоэнергетика теплотехника

ISBN: 5-217-00412-6

Год: 1989

Похожие

Теплотехнические измерения и приборы. Учебник для вузов

Промышленные приборы и средства автоматизации

Технологические измерения и приборы для химического производства

Основы проектирования Систем Управления химико-технологическими процессами. Глава 5-6.

Текст

П. П. Кремлевский
РАСХОДОМЕРЫ
И СЧЕТЧИКИ
КОЛИЧЕСТВА
СПРАВОЧНИК
Издание 4-е,
переработанное и дополненное
ББК 31.32-5я2
К79
УДК [681.121.4 -Ь 681.121.8 (035)]
Рецензент кацд. техн, наук Е. А. Шорников
Кремлевский П. П.
К79 Расходомеры и счетчики количества: Справочник. — 4-е
изд., перераб. и доп. — Л.: Машиностроение. Леницгр.
отд-ние, 1989. — 701 о.: ил.
ISBN 5-217-00412-6
Справочник содержит теоретические основы, описание и анализ
работы промышленных приборов для измерения расхода и количества
жидкости, газа, пара и многофазных веществ. Книга носит энциклопе-
дический характер.
Четвертое издание (З-Изд. 1975 f.) дополнено описанием новых
методов измерения (флуктуационного, вибрационного, струйного).
Справочник предназначен для инженерно-технических работников,
занимающихся разработкой н эксплуатацией приборов.
2706010000-282
К 038 (01)—89 282—89
ББК 31.32-5я2
ISBN 5-217-00412-6 © Издательство «Машиностроение 1989
ПРЕДИСЛОВИЕ
В книге рассматриваются производственные приборы
для измерения расхода и количества (массы и объема) жидкости,
газа и пара, а также их смесей. Эти приборы широко применяются
для управления технологическими процессами в теплоэнергетике,
металлургии, а также в нефтеперерабатывающей, химической и
целлюлозно-бумажной промышленности и во многих других от-
раслях народного хозяйства. Очень велико их значение для эко-
номии энергетических и водных ресурсов страны.
Подробно рассмотрены получившие наибольшее распростра-
нение расходомеры с сужающими устройствами как стандартными,
так и специальными. Кроме того, рассмотрены другие разновид-
ности расходомеров переменного перепада давления, а также рас-
ходомеры: переменного уровня, обтекания, тахометрические, си-
ловые (в том числе вибрационные), вихревые, тепловые, электро-
магнитные, акустические, оптические, ядерно-магнитные, иониза-
ционные, корреляционные, парциальные, концентрационные и
меточные. Особые главы посвящены измерению переменных и ма-
лых расходов, а также двух- и трехфазных потоков. Исходя из
анализа формул измерения и сущности физических процессов,
происходящих в приборах, даны рекомендации для правильного
конструирования и применения расходомеров и счетчиков.
Все разделы книги существенно переработаны по сравнению
с предыдущим третьим изданием. Приведены новые сведения о
применении вычислительной техники в области измерения рас-
хода. В связи с этим некоторые разделы книги пришлось сокра-
тить.
Подробная библиография и многочисленные ссылки на нее
придают книге характер энциклопедического справочника и будут
способствовать более детальному- ознакомлению с отдельными во-
просами в рассматриваемой области измерительной техники.
ВВЕДЕНИЕ
Значение приборов для измерения расхода и количе-
ства жидкости, газа и пара. Значение счетчиков и, особенно рас-
ходомеров жидкости, газа и пара очень велико. Раньше основное
применение имели счетчики воды и газа преимущественно в ком-
мунальном хозяйстве городов. Но с развитием промышленности все
большее значение приобрели расходомеры жидкости, газа и пара.
Расходомеры необходимы прежде всего для управления произ-
водством. Без них нельзя обеспечить оптимальный режим техно-
логических процессов в энергетике, металлургии, в химической,
нефтяной, целлюлозно-бумажной и многих других отраслях про-
мышленности. Эти приборы требуются также для автоматизации
производства и достижения при этом максимальной его эффектив-
ности.
Расходомеры нужны для управления самолетами и космиче-
скими кораблями, для контроля работы оросительных систем в сель-
ском хозяйстве и во многих других случаях. Кроме того, они
требуются для проведения лабораторных и исследовательских
работ.
Счетчики жидкости и газа необходимы для учета массы или
объема нефти, газа и других веществ, транспортируемых по тру-
бам и потребляемых различными объектами. Без этих измерений
очень трудно контролировать утечки и исключать потери ценных
продуктов. Снижение погрешности измерений хотя бы на 1 %
может обеспечить многомиллионный экономический эффект. Роль
и значение расходомеров и счетчиков жидкости, газа и пара еще
более возрастает в связи с необходимостью максимальной экономии
энергетических и водных ресурсов страны.
Исходная терминология и единицы измерения. Расход — это
количество вещества, протекающее через данное сечение в единицу
времени.
Прибор, измеряющий расход вещества, называется расходоме-
ром, а массу или объем вещества — счетчиком количества или про-
сто счетчиком (ГОСТ 15528—86). Прибор, который одновременно
измеряет расход и количество вещества, называется расходомером
со счетчиком. К этим терминам следует добавлять название из-
меряемого вещества; например! расходомер газа, счетчик воды,
расходомер пара со счетчиком.
4
Устройство, непосредственно воспринимающее измеряемый рас-
ход (например, диафрагма, сопло, напорная трубка) и преобра-
зующее его в другую величину (например, в перепад давления),
которая удобна для измерения, называется преобразователем
расхода.
Количество вещества измеряется или в единицах массы (кило-
граммах, тоннах, граммах), или в единицах объема (кубических
метрах и кубических сантиметрах). Соответственно расход изме-
ряют в единицах массы, деленных на единицу времени (килограм-
мах в секунду, килограммах в час и т. д.), или в единицах объема,
также деленных на единицу времени (кубических метрах в се-
кунду, кубических метрах в час и т. д.). В первом случае имеем
массовый расход QM, во втором — объемный Qo.
С помощью единиц объема можно правильно определять коли-
чество вещества (особенно газа), если изместны его давление и тем-
пература. В связи с этим результаты измерения объемного расхода
газа обычно приводят к стандартным (или как их принято называть
нормальным) условиям, т. е. к температуре 293 К и давлению
101 325 Па. При этом у буквы, обозначающей объем или объемный
расход, надо ставить индекс «п» (приведенный) или индекс «н»
(нормальный). Применять же термин «нормальный кубический
метр» не следует.
Современные требования к приборам для измерения расхода
и количества. В настоящее время к расходомерам и счетчикам
предъявляется много требований, удовлетворить которые сов-
местно достаточно сложно и не всегда возможно.
Имеются две группы требований. К первой группе относятся
индивидуальные требования, предъявляемые к приборам для из-
мерения расхода и количества: высокая точность, надежность,
независимость результатов измерения от изменения плотности
вещества, быстродействие и значительный диапазон измерения.
Ко второй группе относятся требования, которые характеризуют
всю группу расходомеров и счетчиков: необходимость измерения
расхода и количества очень разнообразной номенклатуры вещества
о отличающимися свойствами, различных значений расхода от
очень малых до чрезвычайно больших и при различных давлениях
и температурах.
Рассмотрим эти требования.
1. Высокая точность измерения — одно из основных требова-
ний, предъявляемых особенно к счетчикам и дозаторам. Если
раньше погрешность измерения в 1,5—2 % считалась нормальной
и достаточно удовлетворительной, то в настоящее время нередко
требуется иметь погрешность не более 0,2—0,5 %. Повышение точ-
ности достигается как за счет применения новых прогрессивных
методов и приборов (тахометрических, электромагнитных, ультра-
звуковых и т. п.), так и за счет совершенствования старых класси-
ческих методов. К числу наиболее точных относятся камерные
счетчики жидкости (в частности, о овальными шестернями и ло-
5
пастные). Погрешность первых не более 0,5 %, а вторых даже
не более 0,2 % от измеряемой величины. Расходомеры н счетчики
о сужающими устройствами менее точны. Снижение их погрешно-
сти достигается с помощью износоустойчивых диафрагм, а также
при повышении точности дифманометров и применении вы-
числительных устройств для учета изменения плотности веще-
ства.
2. Надежность (наряду в точностью) — одно из главных тре-
бований, предъявляемых к расходомерам и счетчикам количества.
Основным показателем надежности является время, в течение ко-
торого прибор сохраняет работоспособность и достаточную точ-
ность. Это время зависит как от устройства прибора, так и от его
назначения и условий применения. Трубы Вентури, установлен-
ные на ленинградском водопроводе, исправно функционируют
свыше 50 лет.
Тахометрические приборы, элементы которых при измерении
непрерывно движутся, имеют меньший срок службы. Так, у тур-
бинных расходомеров износ оси и опор будет тем меньше, чем
лучше смазывающая способность измеряемого вещества и чем оно
чище. Для повышения надежной работы этих расходомеров необ-
ходимо применение фильтров или других очистных устройств.
В технических условиях на некоторые тахометрические расходо-
меры турбинного типа указывается шестилетний срок нормальной
работы.
3. Независимость результатов измерения от изменения плот-
ности вещества. Это требование особенно важно при измерении
расхода газа, у которого плотность зависит от его температуры
и давления. В большинстве случаев необходимо иметь устройства,
автоматически вводящие коррекцию в показания прибора при из-
менении плотности (или температуры и давления) измеряемого ве-
щества. Лишь у тепловых и силовых расходомеров, измеряющих
массовый расход, изменение плотности измеряемого вещества очень
мало сказывается на результатах измерения.
4. Быстродействие прибора, определяемое его хорошими ди-
намическими характеристиками, необходимо прежде всего при
измерении быстро меняющихся расходов, а также в случае при-
менения прибора в системе автоматического регулирования. Бы-
стродействие большинства расходомеров удобно оценивать зна-
чением его постоянной времени Т, т. е. времени, в течение кото-
рого показания прибора при скачкообразном изменении расхода
от до ^изменяются приблизительно на две трети от значения —
— Qi- Турбинные расходомеры имеют очень малую постоянную
времени Т (в пределах сотых и тысячных долей секунды). У теп-
ловых же расходомеров время Т измеряется десятками секунд.
Для улучшения их быстродействия применяют особые измеритель-
ные схемы (дифференцирующие). Расходомеры с сужающими ус-
тройствами занимают промежуточное положение. В этих расходо-
мерах время Т уменьшается с уменьшением длины соединительных
6
трубок, а также измерительного объема дифманометра и увеличе-
нием его предельного перепада давления.
5. Большой диапазон измерения (Qmax/Qmin) необходим, когда
значения расхода могут изменяться в значительных пределах.
У приборов с линейной характеристикой, например электромаг-
нитных, этот диапазон равен восьми—десяти.» У расходомеров
о сужающими устройствами он очень мал и равен трем. Повы-
сить его до девяти-десяти можно путем подключения к сужаю-
щему устройству двух дифманометров с разными Артах. У тепло-
вых расходомеров можно посредством изменения мощности на-
гревателя получить многопредельную шкалу о очень большим
общим диапазоном измерения.
6. Очень разнообразна номенклатура измеряемых веществ,
которые могут быть не только однофазными, но и многофазными.
Основные методы измерения расхода были разработаны для одно-
фазных сред, т. е. для жидкости, газа и пара.
При этом надо учитывать как параметры (давление, темпера-
туру), так и особые свойства (агрессивность, абразивность, ток-
сичность, взрывоопасность и т. п.) веществ внутри каждой из этих
сред.
Наряду о измерением расхода различных промышленных жид-
костей приходится измерять и расход расплавленных металлов —•
теплоносителей — при высоких температурах. Кроме того, все
чаще возникает необходимость измерения расхода двухфазных и
даже трехфазных сред. К ним относятся гидросмеси или пульпы,
смеси твердой и газообразной фаз (пылеугольное топливо), смеси
жидкости с газом (нефтегазовая смесь) или с паром (влажный пар)
и, наконец, газированная пульпа, представляющая собой смесь
всех трех фаз. При измерении расхода многих из этих смесей
возникают значительные трудности.
7. Большой диапазон значений расходов, подлежащих измере-
нию. Так, для жидкостей приходится измерять расходы от 10"2 кг/ч
до 107—108 кг/ч, а для газов — от 10“* кг/ч до 10®—10е кг/ч, т. е.
расходы, значения которых отличаются на десять порядков. От-
носительно проще измерить средние расходы. При измерении же
очень малых и очень больших расходов нередко возникают за-
труднения и приходится применять особые методы.
8. Необходимость измерения расхода различных веществ не
только в обычных, но и в экстремальных условиях при очень низ-
ких и очень высоких давлениях и температурах. Так, расход
криогенных жидкостей, например сжиженного водорода, надо из-
мерять при низких температурах (до —255 °C), а расход перегре-
того пара сверхвысокого давления н расход расплавленных ме-
таллов теплоносителей — при температурах, достигающих +600 °C.
При подобных условиях измерения создаются определенные труд-
ности в подборе надежно работающих средств измерения.
Разновидности приборов для измерения расхода и количества.
Необходимость удовлетворения вышеперечисленных разнообраз-
7
ных и сложных требований обусловила создание многочисленных
видов расходомеров и счетчиков количества, основанных на самых
различных методах измерения. Ни один из них не может удовлетво-
рить одновременно всем предъявляемым требованиям. При выборе
того или иного прибора надо исходить из свойств измеряемого
вещества, его параметров и значений его расхода, а также из обо-
снованных требований к точности измерения, учитывая при этом
степень сложности измерительного устройства и условия его
эксплуатации.
Существующие расходомеры и счетчики количества можно ус-
ловно разделить на приведенные ниже группы.
А. Приборы, основанные на гидродинамических методах!
1) переменного перепада давления, 2) переменного уровня,
3) обтекания, 4) вихревые, 5) парциальные.
Б. Приборы о непрерывно движущимся телом! 6) тахометри-
ческие, 7) силовые (и в том числе вибрационные), 8) о автоколеб-
лющимся телом.
В. Приборы, основанные на различных физических явлениях!
9) тепловые, 10) электромагнитные, 11) акустические, 12) опти-
ческие, 13) ядерно-магнитные, 14) ионизационные.
Г. Приборы, основанные на особых методах! 15) меточные,
16) корреляционные, 17) концентрационные.
Из числа приборов первой группы следует отметить широко
распространенные расходомеры переменного перепада давления
с сужающими устройствами и сравнительно новые, но весьма пер-
спективные вихревые расходомеры.
Во вторую группу входят многочисленные турбинные, шари-
ковые и камерные (роторные, с овальными шестернями и другие)
счетчики количества и частично расходомеры. Приборы силовые
и с автоколеблющимся телом пока еще имеют ограниченное при-
менение.
Из приборов третьей группы наибольшее распространение
получили электромагнитные. Реже встречаются тепловые и аку-
стические приборы.
Расходомеры оптические, ядерно-магнитные и ионизационные
применяются сравнительно редко.
Меточные и концентрационные расходомеры, относящиеся к
четвертой группе, служат для разовых измерений, например при
проверке промышленных расходомеров на месте их установки.
Корреляционные приборы перспективны для измерения расхода
двухфазных веществ.
Разновидности расходомеров и их преобразователей приведены
в ГОСТ 15528—86.
В промышленности применяются, главным образом, расходо-
меры с сужающими устройствами. Для их градуировки и поверки
не требуются образцовые расходомерные установки, которые не-
обходимы почти для всех остальных расходомеров. Это затруд-
няет широкое применение последних, несмотря на то, что по
8
точности многие из них превосходят расходомера в сужающими
устройствами.
Сложность большинства образцовых расходомерных установок
вызывает необходимость разрабатывать имитационные методы по-
верки. Такие методы существуют для поверки электромагнитных
расходомеров; в настоящее время осуществляется выпуск необ-
ходимой для этого аппаратуры. В некоторых случаях (в частности,
для тепловых расходомеров с вспомогательными теплоносите-
лями, а также для калориметрических с внутренним расположе-
нием нагревателя) можно выполнить расчетную градуировку по
результатам измерения отдельных параметров, входящих в урав-
нение измерения.
Глава 1. РАСХОДОМЕРЫ ПЕРЕМЕННОГО ПЕРЕПАДА
ДАВЛЕНИЯ. СТАНДАРТНЫЕ ДИАФРАГМЫ
И СОПЛА
1.1. Классификация и характеристика
расходомеров переменного перепада
давления
Расходомеры переменного перепада давления осно-
ваны на зависимости от расхода перепада давления, создаваемого
устройством, которое установлено в трубопроводе, или же самим
элементом последнего.
В состав расходомера входят; преобразователь расхода, соз-
дающий перепад давления; дифференциальный манометр, изме-
ряющий этот перепад и соединительные трубки между преобразо-
вателем и дифманометром. При необходимости передать показа-
ния расходомера на значительное расстояние к указанным трем
элементам добавляются еще вторичный преобразователь, преоб-
разующий перемещение подвижного элемента дифманометра в
электрический и пневматический сигнал, который по линии связи
(проводам или трубкам) передается к вторичному измеритель-
ному прибору. Если первичный дифманометр (или вторичный изме-
рительный прибор) имеет интегратор, то такой прибор измеряет
не только расход, но и количество прошедшего вещества.
В зависимости от принципа действия преобразователя расхода
данные расходомеры подразделяются на шесть самостоятельных
групп, внутри которых имеются конструктивные разновидности
преобразователей.
1. Расходомеры с сужающими устройствами — важнейшие сре-
ди расходомеров переменного перепада давления. Они уже давно
нашли применение в качестве основных промышленных прибо-
ров для измерения расхода жидкости, газа и пара. Они основаны
на зависимости от расхода перепада давления, создаваемого
сужающим устройством, в результате которого происходит пре-
образование части потенциальной энергии потока в кинетическую.
Имеется много разновидностей сужающих устройств. Так, на
рис. 1, а и б показаны стандартные диафрагмы, на рис. 1, в — стан-
дартное сопло, на рис. 1, г, д, е — диафрагмы для измерения за-
грязненных веществ — сегментная, эксцентричная и кольцевая.
На следующих семи позициях рис. 1 показаны сужающие устрой-
ства, применяемые при малых числах Рейнольдса (для веществ
с большой вязкостью); так, на рис. 1, ж, з, и изображены диа-
фрагмы — двойная, с входным конусом, с двойным конусом, а на
10
Рис. 1. Первичные преобразователи расходомеров переменного перепада давле-
ния
рис. 1, к, л, я, н — сопла — полукруга, четверть круга, комби-
нированное и цилиндрическое. На рис. 1, о изображена диафрагма
с переменной площадью отверстия, автоматически компенсирую-
щая влияние изменения давления и температуры вещества. На
рис. 1, п, р, с, т приведены расходомерные трубы — труба Вен-
тури, сопло Вентури, труба Далла и сопло Вентури с двойным су-
жением. Для них характерна очень малая потеря давления.
11
2. Расходомеры о гидравлическим сопротивлением основаны
на зависимости от расхода перепада давления, создаваемого
гидравлическим сопротивлением. Режим потока в таком сопро-
тивлении стремятся создать ламинарным, с тем чтобы перепад
давления был бы пропорционален расходу. Применяются подоб-
ные расходомеры преимущественно для измерения малых расхо-
дов, когда сопротивлением является одна или несколько капилляр-
ных трубок (рис. 1, у). Для больших расходов применяют
иногда сопротивления о шариковой (рис. 1, ф) или другой
набивкой.
3. Центробежные расходомеры созданы на основе зависимости
от расхода перепада давления, образующегося в закруглении
трубопровода в результате действия центробежной силы в потоке.
В качестве преобразователей применяется колено (рис. 1, х) или
(значительно реже) кольцевой участок трубы (рис. 1, ц). Чаще
всего они служат для измерения расхода воды и реже —
газа.
4. Расходомеры с напорным устройством, в котором создается
перепад давления в зависимости от расхода в результате местного
перехода кинетической энергии струи в потенциальную. На рис. 1, ч
показан преобразователь, состоящий из трубки Пито и трубки для
отбора статического давления, а на рис. 1, ш — преобразователь
с дифференциальной трубкой Пито, в которой имеются отверстия
для отбора полного и статического давлений. Кроме этих преобра-
зователей, служащих для измерения местной скорости, встреча-
ются преобразователи с осредняющими (или интегрирующими)
напорными трубками. Обычно усреднение полного давления ве-
дется по диаметру (рис. 1, щ) или по радиусу, а при сильно де-
формированных потоках — по двум перпендикулярным диаметрам.
В соответствующих трубках имеется ряд отверстий для приема
полного давления. Использование осредняющих напорных трубок
особенно целесообразно для измерения расхода воды и газа в тру-
бопроводах большого диаметра. Кроме того, предложены кольце-
вая вставка (рис. 1, а) для усреднения давления по кольцевой
площади и напорное поворотное крыло с двумя отверстиями
(рис. 1, ю), ориентированными различным образом к потоку.
5. Расходомеры с напорным усилителем имеют преобразова-
тель расхода, в котором сочетаются напорное и сужающее устрой-
ство. Перепад давления в них создается как в результате местного
перехода кинетической энергии струи в потенциальную, так и
частичного перехода потенциальной энергии в кинетическую.
Соответствующие преобразователи показаны: на рис. 1, я (соче-
тание диафрагмы и трубки Пито), на рис. 1, а (комбинация тру-
бок Пито и Вентури) и на рис. 1, 0 (сдвоенная трубка Вен-
тури).
Напорные усилители применяются в основном при небольших
скоростях газовых потоков, когда перепад давления, создаваемый
напорными трубками, не достаточен.
12
6. Расходомеры ударно-струйные основаны на зависимости
от расхода перепада давления, возникающего при ударе струи.
Схема подобного расходомера для жидкости показана ria рис. 361.
Струя, вытекающая из суженного отверстия входной трубки, соз-
дает давление рг во внутренней полости сильфона, снаружи ко-
торого действует меньшее давление р2, равное давлению уходящей
жидкости в выходной трубке. Ударно-струйные расходомеры при-
меняются лишь для измерения малых расходов жидкости и газа.
1.2. Зависимость между расходом
и перепадом давления у сужающего
устройства
На рис. 2 схематически изображено движение потока
жидкости или газа через отверстие диафрагмы — наиболее распро-
страненной разновидности сужающего устройства. Диафрагма —
тонкий диск с круглым отверстием диаметром d, ось диска должна
как можно точнее совпадать с осью трубопровода. Через А—А
обозначено сечение, от которого начинается сужение струи и,
следовательно, постепенное возрастание средней скорости va по-
тока. Максимального значения Vj эта скорость достигает в месте
наибольшего сжатия струи в сечении В—В, которое расположено '
после диафрагмы на расстоянии, зависящем от отношения d/D
и приблизительно равном 0.5D, где D —диаметр трубы. Возра-
стание средней скорости от va до иь, а следовательно, и соответ-
ствующей кинетической энергии происходит за счет уменьшения
начального давления ра
до давления рь в гор-
ле (наименьшем сече-
нии) струи. Это падение
давления показано на
рис. 2 штрихпунктир-
ной кривой. После се-
чения В—В струя по-
степенно расширяется
и в сечении С—С вновь
достигает стенок трубы.
При этом скорость пото-
ка будет уменьшаться,
а давление возрастать.
Рис. 2. Изменение давления р
и средней скорости v потока
при прохождении через диа-
фрагму:
—— — изменение р у стен-
ки трубы, —.— — измене-
ние р в движущемся потоке (в се-
редине трубы)
13
Если измеряемое вещество жидкость, плотность каторой р прак-
тически не зависит от давления, то в сечении С—С скорость vc
станет равной начальной скорости va, но давление рс будет мень ше
начального ра вследствие потери энергии при прохождении жид-
кости через сужающее устройство. Основная часть этой потери
давления происходит в мертвых зонах за диафрагмой. Струя, те-
кущая с большой скоростью, увлекает с собой прилегающие ча-
стицы из этих зон и создает некоторое падение давления в них,
что вызывает частичное движение жидкости вдоль стенок от се-
чения С—С к сечению В—В. В результате в мертвых зонах воз-
никает сильное вихреобразование и происходит потеря потен-
циальной энергии. Остаточная потеря давления (ра — рс) у
диафрагм составляет от 40 до 90 % от перепада давления (ра — рь),
возрастая с уменьшением относительного диаметра диафрагмы
0 = d/D. Потеря же давления от трения и ударов в самой диафрагме
составляет не более 2 % от (ро — рь).
Совместное решение уравнения, выражающего закон сохра-
нения энергии,
fvdv = ~ \ dp/p (1)
и уравнения неразрывности струи
<2м = PQo = pvF = const (2)
дает возможность получить зависимость между массовым QM
или объемным Qo расходом и перепадом давления (ра — рь)
между сечениями А—А и В—В или перепадом давления (pt — р2)
между какими-либо другими сечениями, находящимися с разных
сторон от диафрагмы. При этом трубопровод считаем горизонталь-
ным. Для жидкостей, у которых р = const, уравнения (1) и (2)
принимают вид!
Palp + kaVl/2 = рь/р + kbVl/2 + gog/2; (3)
Qm = PVaFa = PVbFb- (4)
Здесь ka и kb — поправочные множители на неравномерность
распределения скорости в сечениях А—А и В—В соответственно;
£ — коэффициент сопротивления на участке от А—А до В—В,
отнесенный к скорости vb; Fa и Fb — площадь струи в сечениях
А—А и В—В соответственно.
Отношение площади горла струи Fb к площади отверстия диа-
фрагмы Fo называют коэффициентом сужения струи р. С помощью
коэффициента р можно площадь Fb, которую трудно измерить,
заменить иа площадь Fo согласно уравнению
Рь = hF0. (5)
Тогда из уравнения (4) следует, что
va = Vby> (F0/Fb) = уьр (d/D)a. (6)
14
Отношение площадей F0'/Fb называется относительной пло-
щадью сужающего устройства (ранее его называли модулем) и
обозначается буквой т, причем т = (d/D)2.
Тогда предыдущее уравнение принимает вид
va = иьит.
Подставляя это значение va в уравнение (3) и решая его отно-
сительно vb, получим
Wb = ]/g + - ka^m? VТ ^Р1 ~ р2> •
Здесь с помощью коэффициента ¥ = (ра — pb)/(Pi — pJ учиты-
вается, что в общем случае точки отбора давлений рх и р2 после
диафрагмы могут не совпадать с сечениями А—А и В—В. Так,
в нашей стране и в большинстве европейских стран применяется
метод отбора давлений рг и р2 в углах, образованных входной и
выходной плоскостями диафрагмы со стенками трубы (угловой
метод отбора). Если отбор давлений производится в сечениях А—А
и В—В, то коэффициент Т = 1.
Подставляя значения Fb и vb из уравнений (5) и (7) в уравнение
(2), получим! ___________
<2м = «Го / 2р (Р1 - р2у, (8)
Со = «Ео / 2 (рх — р2)/р, (9)
где _
а = р •/¥ // £ -ф — kap.2m2. (10)
Величина а называется коэффициентом расхода сужающего
устройства.
Формулы расхода (8) и (9) справедливы для жидкостей. При
измерении расхода газа или пара эти формулы умножают на по-
правочный множитель в, который учитывает уменьшение плот-
ности вещества при прохождении его через сужающее устройство.
Тогда (в общем случае) уравнения массового расхода QM (кг/с)
и объемного расхода Qo (м’/с) принимают вид:
QM = авЕ0 /2р (рх — р2); (11)
Qo = a&F01/2(рг- р2)/р. (12)
При в — 1 из этих уравнений (как частный случай) получаются
уравнения (8) и (9).
1.3. Анализ формул расхода
Формулы расхода (11) и (12) можно представить в сле-
дующем простом виде:
= (?o = ^/AF, (13); (14)
где
&' = авГ0 /2р; к" = a&F0 /2/р; Др = Pi — р2.
15
Таким образом, между расходом (QM или Q0J и йерепадом
давления Др имеется квадратичная зависимость. Это существен-
ный недостаток, потому что его следствие — очень малый диапазон
измерения расходомера (Qmax/Qmin = 1/3-5-1/4). Так, при расходе
Q — 25 % Qmax измеряемый перепад составляет лишь 6,25 % от
Дрпих- В связи с этим точность расходомерного дифманометра обыч-
но гарантируется только в пределах от 30 до 100 % от Qmax- Эт°
вызывает осложнения при измерении расходов, изменяющихся
в широких пределах. Кроме того, возникают затруднения при из-
мерении быстро меняющихся и, в частности, пульсирующих рас-
ходов. Другой недостаток — неравномерность расходной шкалы —
менее существен. Для обработки таких диаграмм применяются
корневые планиметры. Помимо этого существуют несложные спо-
собы получения равномерной шкалы путем автоматического из-
влечения квадратного корня из значений перепада давления, на-
пример о помощью лекала, имеющего параболический профиль,
которое вводится в рычажную передачу к стрелке или к перу при-
бора. Схемы различных устройств для извлечения квадратного
корня из перепада давления приведены в работе [011 ].
Предельная приведенная погрешность расходомеров о сужаю-
щими устройствами редко бывает меньше 1—2 % вследствие влия-
ния погрешностей ряда величин (а, е, Го, р, Ар), входящих в фор-
мулу расхода.
Несмотря на все эти недостатки расходомеры о сужающими
устройствами получили самое широкое распространение благодаря
трем [13] важным достоинствам.
1. Исключительной универсальности применения. Они при-
годны для измерения расхода любых однофазных веществ (а ча-
стично и двухфазных) в очень широком диапазоне изменения дав-
лений, температур и расходов.
2. Удобству массового производства. Наиболее сложные части
комплекта расходомера — дифманометр и вторичный прибор —-
можно изготовлять крупными сериями, так как они не зависят
от рода вещества и значения расхода.
3. Отсутствию необходимости в образцовых расходомерных
установках для градуировки и поверки в случае применения нор-
мализованных сужающих устройств в трубах диаметром не менее
12,5—50 мм.
При градуировке расходомерных дифманометров исходят из
допущения постоянства множителей k' и k” (kr — const и k" =
= const) в вышеприведенных формулах расхода. Для этого тре-
буется постоянство величин а, е, Fo и р, определяющих значения
к и k".
Хотя ни одно сужающее устройство не обеспечивает постоян-
ства а при любом расходе (или точнее в любой области чисел
Рейнольдса Re), но применяют те из них, которые в данной об-
ласти чисел Re достаточно хорошо сохраняют постоянство а.
16
Число Рейнольдса — безразмерная величина, представляющая
Собой отношение сил инерции к силам вязкого' трения в потоке.
Оно выражается формулой
Re = vD]v = opD7p, (15)
где v — кинематическая вязкость; р.—динамическая вязкость,
причем v = р/р.
Часто эту формулу выражают через объемный Qo или массо-
вый QM расход, имея в виду, что v = 4Q0/nD2 и QM = Q0P-
Если измерять v (м2/с), р (Н-с/м2), Qo (м8/ч), D (м), то
Re = 0,354Qo/Dv = 0,354Qop/Op. (16)
Если же измерять р (кгс-с/м2), то
Re = 0,0361Qop/Dp. (17)
Если эти формулы выразить через массовый расход, то полу-
чим:
Re = 0,354QM/Dpv = 0,354QM/Dp; (18)
Re = 0,0361QM/Dp. (19)
Множитель e не сохраняется постоянным при изменении рас-
хода от 0 до Qmax, а непрерывно уменьшается в связи с ростом от-
ношения Ap/Pi, от которого зависит значение в. При градуировке
дифманометра целесообразно принимать значение в, соответству-
ющее среднему расходу, за который обычно принимают расход,
лежащий в пределах от (2/3) Qmax до Qmax [25, 30]. Влияние изме-
нения 8 при других расходах надо учитывать при подсчете общей
погрешности измерения расхода. Необходимость такого учета от-
падает, если при подсчете расхода определяется истинное значение
множителя 8, что легче всего выполнить с помощью ЭВМ.
Площадь отверстия Fo сохраняет постоянное значение благо-
даря тому, что сужающее устройство изготовляется из материала,
стойкого к коррозии и эрозии.
Наибольшие опасения вызывает вероятность непостоянства
плотности р (особенно при измерении расхода пара и газа). Если
действительное значение р отличается от градуировочного рг, то
показания массового расходомера надо умножать на множитель
Ам = еуЛр'/8г/рГ «/р7р^,
а объемного на множитель
^о = 8 /рЛг'/р"/Рг/Р •
Обычно плотность р определяют, измеряя температуру 7\ и
давление рг вещества.
Для влажного газа
Р ~ Рн (Р1 ФРв. п) “Ь ФРв. п» (20)
17
где ри и Тж — нормальные давление и температура, равный со-
ответственно 101 325 Па и 293 К; рв —• плотность сухой части газа
при рв и Т'н> k — коэффициент сжимаемости газа, учитывающий,
что реальный газ не строго соответствует идеальному газу; <р —
относительная влажность газа; рв п — максимально возможное
парциальное давление водяного пара при ТУ, рв. п — наибольшая
возможная плотность водяного пара во влажном газе при и 7\.
Для сухого газа эта формула принимает вид
Р = РнРх^нЛРн^1!^)- (21)
Для ввода поправки на изменение плотности вещества надо
наряду с дифманометром иметь приборы или, хотя бы, преобразо-
ватели давления и температуры. Пока чаще всего пользуются са-
мопишущими манометрами и термометрами, хотя уже давно были
предложены расходомеры о автоматической коррекцией значе-
ний рх и Л.
Наиболее перспективно применение для этой цели вычисли-
тельных устройств.
1.4. Анализ коэффициента расхода
Согласно уравнению (10) коэффициент расхода а для
диафрагм зависит от иг, р, T, ka, kb и |. Для выяснения влияния
этих величин на коэффициент а представим уравнение (10) в виде
произведения ряда сомножителей, каждый из которых характери-
зует влияние той или другой из перечисленных величин, т. е.
а = Ek^kw^k*. (22)
Первый множитель Е называется коэффициентом скорости
входа и определяется уравнением
Е = 1/j/ 1 - тъ. (23)
В сужающих устройствах, например в стандартном сопле,
где нет дополнительного сужения и р = 1, коэффициент Е опре-
деляет долю участия начальной кинетической энергии в образова-
нии кинетической энергии струи, выходящей из сужающего
устройства. В диафрагме же (где р < 1) эта доля по отношению
к кинетической энергии в горле струи будет определяться коэф-
фициентом Ед по формуле
Ея = 1 /1/ 1 — р2/п2. (24)
Связь между коэффициентами Е и Ек дается уравнением
Ея = kEE, (25)
где _______ _________
= •/ 1 — milyr 1 — р2/п2 (26)
может быть назван поправочным множителем к коэффициенту ско-
рости входа Е. При р = 1 имеем и kE = 1.
18
Третьим сомножителем в формуле (22) наряду с Е и kE, опре-
деляющим значение коэффициента расхода а, будет коэффициент
сужения [л.
Четвертый сомножитель
= /Т (27)
зависит лишь от места отбора давлений и р2 и поэтому его можно
назвать коэффициентом отбора.
Пятым сомножителем k~., зависящим от |, учитывается по-
теря энергии, и он может быть назван коэффициентом потерь.
Он имеет вид ________ ______________
ki = У 1 — p2m2/}/ 1 — р2/п2 + £ . (28)
Если £ = 0, то и = 1.
Шестой сомножитель kK назовем коэффициентом распределе-
ния скоростей. Он зависит от коэффициентов ka и kb и имеет вид
kK = /(1 — p2m2 + iy{kb — kap2m2 + g) л;
& /(1 - p2m2)/(feb-Aop2m2). (29)
От коэффициента потерь он практически не зависит, так кай
при | = 0 ошибка не превосходит 0,2—0,3 %. Если ka и kb равны 1,
то и kK = 1.
Для сопел и других сужающих устройств, у которых нет до-
полнительного сужения струи, р = 1 и ke = 1» поэтому выраже-
ние (22) принимает более простой вид
а = Ekyrk~.kK. (30)
Отношение а к Е обозначается через С и называется коэффи-
циентом истечения. Очевидно, что
С = а/Е = а/j/ 1 — т2. (31)
Коэффициентом С характеризуются лишь процессы, происхо-
дящие непосредственно в сужающем устройстве. Его значение более
постоянно, чем значение а. Это позволяет в некоторых случаях
существенно упростить расчет сужающих устройств (в частности,
труб Вентури). Коэффициент С нашел широкое применение в ре-
комендациях и стандартах ИСО. Перейдем к анализу каждого
из сомножителей Е, р, kB, ky, kK, k^.
Коэффициент скорости входа Е. Коэффициентом Е учитывают
влияние начальной скорости va на образование коэффициента
расхода а. Действительно, Е зависит лишь от т, a tn = vj\ivb.
Следовательно, Е зависит от отношения начальной скорости va
к скорости рпь, отнесенной к отверстию диафрагмы Для сопел
р = 1. Тогда из уравнения (7), полагая в нем для простоты ka =
= kb = 1, <р = 0 и | = 0, следует, что
Я2 = риь/2 (pi — р2).
19
Значит Еа — это коэффициент, на который надо умножить
перепад давления, чтобы получить кинетическую энергию на вы-
ходе из сопла. Величина же (Е2 — 1)'/Е2 — есть отношение ки-
нетической энергии входа к кинетической энергии выхода. Сле-
довательно, для сопел коэффициент Е — показатель того, в какой
мере выходная кинетическая энергия образуется за счет кинети-
ческой энергии входа, а в какой — за счет потенциальной энергии.
Для диафрагм же таким показателем будет не коэффициент Е,
а произведение EkE.
В отличие от всех остальных множителей, входящих в выра-
жение (22), коэффициенты Е и Е2 всегда больше единицы и значи-
тельно возрастают с ростом d/D. Так, Е = 1,01 и Е2 = 1,02 при
d/D = 0,2, а при d/D = 0,8 имеем: Е = 1,3 и Еа = 1,69. В пер-
вом случае кинетическая энергия входа составляет менее 2 %
от кинетической энергии выхода, а во втором — она достигает
уже 40,8 %. Благодаря росту коэффициента Е и коэффициент
расхода а у всех сужающих устройств растет о увеличением d/D
или т.
Разложив выражение для Е в ряд Тэйлора, получим Е =
= 1 + (1/2) (d/D)4 +... или Е = 1 + (1/2) т2 +.... В связи о
этим зависимость Е от т2, а значит, и зависимость а от т2 близка
к линейной, поэтому для линейной интерполяции таблицы значе-
ний коэффициентов а лучше давать в зависимости не от т, а от т2.
В заключение заметим, что выходная кинетическая энергия
образуется за счет сложения кинетической энергии входа с энер-
гией перепада давления за вычетом потерь. Для всех значений т
(за исключением самы^х малых) кинетическая энергия входа больше
энергии, затрачиваемой на потери. Поэтому для всех сужающих
устройств, имеющих р = 1, коэффициент расхода а больше еди-
ницы (за исключением очень малых т).
Коэффициент сужения р. Под влиянием сил инерции на про-
тяжении некоторого участка пути движения жидкости /2 (рис. 2)’
после выхода из диафрагмы сечение струи будет уменьшаться.
Это явление называется дополнительным сужением струи и оце-
нивается коэффициентом сужения р, который представляет собой
отношение площади самого узкого места (горла) струи к площади
отверстия сужающего устройства. Наиболее вероятное значение
4/D, согласно [029], уменьшается от 0,8 при d/D = 0,3 до 0,3 при
d/D = 0,8. При d/D = 0,6 расстояние 12/Ь = 0,5.
Значения р для стандартной диафрагмы в зависимости от т
показаны на рис. 3. Кривая 1 соответствует результатам опытов
Вейсбаха, подтвержденными опытами Алви [32], а кривая 2
построена автором по формуле р = а/у41 + а2т2, полученной из
уравнения (10), в котором принято ¥ = 1, £ = 0 и ka = k\> = 1.
Кривая 2 близка к кривой 1, но располагается немного ниже,-так
как для нее принято £ = 0. Для сравнения пунктиром дана кри-
вая 4, приведенная в правилах РД 50-213-80. Кривые 1 и 2 спра-
20
ведливы лишь при больших
числах Рейнольдса (Re^>106-^-
4-10’), когда достигается наи-
большее значение дополнитель-
ного сужения струи. С умень-
шением чисел Re ниже ука-
занных значений р все суще-
ственнее начинает возрастать.
Такг’Л уравнительно новой рабо- рис> 3 Завнснмостъ коэффициента су.
те 1321 полученные значения р жения р от т для диафрагмы
при Re = 106 практически со-
ответствуют кривой 1, а при Re = 10* эти значения изображаются
штрихпунктирной кривой 3. При дальнейшем уменьшении числа
Re сказывается влияние сил трения, препятствующих дополни-
тельному сужению струи; при этом коэффициенты р и о начинают
возрастать до тех пор, пока дополнительное сужение полностью
не прекратится и коэффициент р не станет равным единице. После
этого при дальнейшем уменьшении чисел Re, коэффициенты рас-
хода а и истечения С станут уменьшаться (см. рис. 13) из-за воз-
растания ’коэффициента сопротивления £.
У-стандартных сопел дополнительное сужение наблюдается
лишь в небольшой области средних чисел Re. Их входной про-
филь, образованный дугами радиусов гг = d/З и гг = rf/5, отно-
сительно крутой по сравнению, например, с параболическим
соплом; при достижении некоторых значений чисел Re наступает
отрыв струи от входного закругления, очерченного малым радиу-
сом rlt и она не заполняет выходного отверстия сопла. При даль-
нейшем возрастании числа Re горло струи сдвигается к входной
стороне сопла. Расширяющийся при дальнейшем движении по-
ток все больше заполняет выходное сечение сопла до тех пор,
пока не заполнит его целиком сначала в выходной плоскости,
а затем и внутри цилиндрической части (рис. 4). Коэффициент су-
жения р при этом становится равным единице. Стандартные
сопла предназначены для работы в той области чисел Re, в кото-
рой р= 1. У параболических же сопел р = 1 во всей области чи-
сел Re, но зато у стандартных сопел достигается большее постоян-
ство коэффициентов а и С в области больших чисел Re (см. рис. 13).
Поправочный множитель kB коэффициента скорости входа.
Поправочный множитель к коэффициенту скорости входа опреде-
ляется по формуле (26), из которой следует, что при р = 1 н
kE = 1. На рис. 5 приведены кривые, изображающие зависимости
р^в> £> от т. Они построены по уравнениям (23), (24)
и (26), в которых значения р подставлялись из результатов, полу-
ченных в опытах Вейсбаха (рис. 3, кривая /). Полный коэффи-
циент скорости входа для стандартных диафрагм Ен = kE Е зна-
чительно меньше, чем Е. Это значит что при одном и том же т
и одном и том же расходе у диафрагм требуется больший перепад
давления, чем у сопел, потому что доля входной кинетической энер-
21
Рио. 4. Схема отрыва струи
в стандартном сопле:
I " точка отрыва струи, 3 — точка
возврата струк к стенке сопла
Рис, 5. Зависимость коэффициента скоро-
сти входа Е, поправочного множителя
в нему ks, полного коэффициента скоро-
сти входа Е& и произведения от т
гии в образовании кинетической энергии выхода у сопел меньше.
Кроме того, произведение pkB почти не зависит от т, сохраняя
постоянное значение 0,613 ± 0,003 в пределах изменения m от 0,1
до 0,8 (см. рис. 5). Решая уравнение jrj/1 — т2/^ 1 — ц2т2 =
= 0,613, получим выражение для определения р (с погреш-
ностью не более ±0,5 %) в виде ц = 0,613/^1 —0,622m2.
С такой же погрешностью для стандартных диафрагм будут
справедливы формулы: а = 0,613£^^к^ и С — 0,613fe^K^.
Коэффициент отбора k^. Этот коэффициент определяется ме-
стоположением точек отбора давлений рг и р2, которое зависит от
применяемого метода отбора.
Существующие методы отбора перепада
давления. Коэффициент отбора kw определяется уравнением
kv = /Т = V(Pa~pb)/(pi -&)• (32)
Для стандартных диафрагм существуют четыре метода отбора.
Угловой метод отбора применяется в нашей стране и в боль-
шинстве европейских стран. Давления рг и р2 отбираются в углах,
образуемых входной и выходной плоскостями диафрагмы со стен-
ками трубопровода.
Фланцевый метод отбора, при котором давления рг и р2 отби-
раются через отверстия во фланцах, расположенных на расстоя-
нии 25,4 мм от входной и выходной плоскостей диафрагмы. Он
применяется за рубежом преимущественно для измерения расхода
газа. В правилах РД 50-213-80 нормируется применение флан-
цевого метода наряду с угловым.
22
Теоретический метод отбора, именуемый также отбором по
методу суженной струи, при котором давление рг отбирается в се-
чении А—А, а давление р2 — в сечении В—В (см. рис. 2). Оче-
видно, что в этом случае рг — р2 = ра — рь и коэффициент от-
бора fop = 1. Расстояния точек отбора от передней 4 и задней Za
плоскостей диафрагмы в зависимости от значения т определяются
соотношениями: Zx = (0,5ч-2)£) н 1а = (0,2-г-0,8) D. Этот метод
отбора распространен в США.
Радиальный метод отбора представляет собою некоторое видо-
изменение предыдущего метода. При этом методе расстояния lt
и Z2 не зависят от т, а именно = D и 12 = 0.5D. Метод регла-
ментирован британскими [034] и американскими [029] нормами.
У стандартных сопел применяется лишь угловой метод отбора
давлений.
С помощью коэффициента отбора, определяемого уравнением
(32), устанавливается связь между коэффициентами расхода для
теоретического метода отбора и коэффициентами расхода для лю-
бого другого метода. Для того чтобы установить связь между
коэффициентами расхода двух любых методов, например углового
и фланцевого, надо уравнение для k^r представить в следующем
обобщенном виде! ___________________
= •/ Ьрл!Ар = / (ди — p2H)/(pi — рг)» (33)
где Ари — перепад давления при любом исходном методе отбора;
Ар — перепад давления при любом другом методе отбора.
Из этого уравнения (как частный случай) получается уравне-
ние (32), если принять теоретический метод отбора за исходный.
Кривые распределения давления у диа-
фрагм и их анализ. Исходя из данных эксперименталь-
ной работы [34], на рис. 6 и 7 приведены кривые распределения
давления в пределах некоторых расстояний Zx до и 1а после диа-
фрагмы. На этих рисунках для различных т даны зависимости
61/А 100 % от LJD и оа/А 100 % от Zg/D, где А = ра — рь; \ =
= Pi — ра и 62 = — Рь- Многочисленные данные других опы-
тов [02, 48 , 51 ] подтверждают правильность этих кривых. Их
анализ позволяет определить значения коэффициента для раз-
личных методов отбора давлений. В соответствии со схемой, при-
веденной на рис. 2, сначала рассмотрим участок кривых, находя-
щийся между сечением А—А и входной плоскостью диафрагмы,
а затем — от выходной плоскости диафрагмы до сечения В—В и
далее третий участок — между сечениями В—В и С—С.
На первом участке давление у стенки трубы возрастает вслед-
ствие торможения потока стенкой диафрагмы тем сильнее, чем
больше т.
Из совместного решения уравнений!
Si = хр»2/2
и ____
Qo = Fi<>a = aF0/2 А/p,
23
Рис. 6. Распределение давления до и после диафрагма при различ-
ных т
где х — доля начальной кинетической энергии той части потока,
которая движется вблизи стенок и превращается в прирост давле-
ния = Pi — ра, следует, что
рОа/2А — <хгт2
и
б^Д = ха2т2.
Из первого выражения следует, что с ростом т увеличивается
отношение начальной кинетической энергии рРв/2 к перепаду Д.
к.
D
$100%;^ 1ооу0
Д Д
П=0,6
т=0,55.
т.=о,5
п=о,3
171*0,2
0,5
Z7
0,5
1
1,5 121й
Рис. 7. Распределение давления в непосредственной близости от диафрагмы
24

Рис. 8. Распределение давления до и после диафрагма при исполь-
.вовании гладкой (---------) и шероховатой (-------) труб
Эго обстоятельство является причиной роста отношения 6JA.
Второе уравнение позволяет определить х, используя рис. 7,
на котором приведены значения т и соответствующие им зна-
чения ^/Д (у плоскости диафрагмы). Подсчет показывает, что
доля х для всех т весьма постоянна и находится в пределах от
0,31 до 0,37.
Если проанализировать другие аналогичные опыты [42], ре-
зультаты которых отображены на рис. 8, где приведены кривые
бг/Др 100 % и б2/Др 100 % (Др — перепад, измеренный при угло-
вом методе отбора давлений), то получим весьма близкие значения
х; причем эти опыты позволяют выяснить влияние шероховатости
трубы на х. Обработка этих кривых дает: для гладких труб х =
— 0,324-0,34 (соответствует результатам, полученным по рис. 7)
и для шероховатых труб х = 0,264-0,31. Уменьшение х у послед-
них объясняется тем, что у них тормозящее действие стенок ска-
зывается на большую толщину слоя потока и скорость в этом слое
поэтому меньше Из этих же опытов следует, что значение х за-
висит от диаметра трубопровода D, с увеличением которого х
возрастает; объясняется это уменьшением относительной шерохо-
ватости трубы. Так, согласно работе [02] при увеличении D от 75
до200мм(/п = 0,64) Значение х возрастает от 0,31 до 0,4, а согласно
опытам [48, 51 ] имеем: х = 0,324-0,35 при D = 76 мм (труба
гладкая), х = 0,34-0,33 при D = 79 мм (труба шероховатая)
и х = 0,414-0,46 при D = 1000 мм (труба практически гладкая).
На втором участке от выходной плоскости диафрагмы до сече-
ния В—В давление у стенки трубы незначительно (62/Д в среднем
равно 2—3 %) падает. Это можно объяснить влиянием скорости
иС1 обратного тока жидкости у стенки трубы, возникающего
25
в результате эжектирующего действия основного потока, который
выходит с большой скоростью vb из отверстия диафрагмы. Логично
считать, что ост зависит от иь, а именно: уст = zvb, где z <z 1.
Значение z можно определить из совместного решения уравне-
ний:
62 = хрУст/2 = xpz2u|/2
и ____
Qo = [J>Fovb = aF0 <2 Д/р.
Полагая для простоты ц'/а = 1, получим
62/Д = xzi.
Выбирав значения б2/Д и 62/Ду из кривых на рис. 7 и 8, а х
из результатов предыдущего подсчета (кривые 6Х/Д на рис. 7),
найдем, что с изменением т в очень широких пределах от 0,1 до 7
значение z меняется незначительно от 0,16 до 0,27; этот вывод
хорошо согласуется с результатами опытов с окрашенной струей
жидкости в стеклянной трубе [55].
Согласно опытам, приведенным в работах [48, 49, 511, отно-
сительное расстояние l2/D от диафрагмы до сечения В—В не-
сколько уменьшается с увеличением tn.
На третьем участке от сечения В—В до сечения С—С поток
расширяется, его скорость уменьшается до vc = vai а давление
возрастает до значения рс. Если обозначить перепад давления в
диафрагме через Д = ра — рь, а восстановленную часть пере-
пада через S8 = рс — Рь, то остаточная потеря давления ра — р0
будет равна Д — 68. Она определяется по формуле Борда—Карно
Д — S8 = Р (с»ь — се)72.
Отсюда, учитывая, что ve = получим
63/Д = km « т,
так как k = 2р/(1 -f- p/n) « 1 для всех значений т в пределах
от 0,05 до 0,6. Расстояние между сечениями В—сВ и С—С равно
(44-5) D.
Коэффициент fap д л я различных способов
отбора перепада давления. Для определения коэф-
фициента отбора kw, исходя из рис. 6—8, запишем формулу (33)
в следующем виде:
kv = (1 4- б^Дри — 62/ Дри)“1/29
где 6Х = рх — р1и и 62 = р2 — р2и.
Если за исходный будет принят теоретический перепад, то
значения бх/Дри и 62/Дри надо брать по рис. 6 и 7, а если угло-
вой, — то по рис. 8. Таким образом по данным рис. 6 и 7 получена
сплошная кривая kwy, приведенная на рис. 9, которая служит
для перехода от теоретического метода отбора к угловому. Обрат-
ная кривая 1/^чгу дает возможность переходить от углового ме-
26
Рис. 9. Коэффициенты от-
бора: k-gr — для перехода
от отбора по методу су-
женной струи к угловому;
l/kyp — для обратного
у
перехода
тода отбора к теоретическому. Эти же кривые можно построить
также, исходя из рис. 8, если за исходный принять угловой метод.
Полученные пунктирные кривые очень хорошо совпадают со сплош-
ными. Из рис. 9 следует, что при tn 0,4 коэффициенты расхода
при угловом и теоретическом способах отбора очень близки друг
к другу (отклонение не более ±0,3 %). При больших т они рас-
ходятся из-за сильного возрастания давления перед плоскостью
диафрагмы.
На рис. 10 показана кривая для перехода от теоретического
к радиальному методу отбора. На этом рисунке в пределах 0,1
т 0,55 коэффициенты расхода практически совпадают. Но
при т > 0,55 коэффициент kw начинает возрастать, потому что
место отбора давления р2, находящееся на расстоянии /2 = 0,5D,
выходит за пределы горла струи и располагается на участке рас-
ширения струи, где давление уже возрастает. Для получения кри-
вой перехода от углового метода к радиальному надо умножить
коэффициент k>p на коэффициент l/fe^y (см. рис. 9), служащий для
перехода от углового метода отбора к теоретическому. Получен-
ный коэффициент также показан на рис. 10.
При фланцевом методе отбора расстояние точек отбора от диа-
фрагмы 1г — /2 = 25,4 мм. В этом случае коэффициент отбора
для перехода к фланцевому методу будет зависеть от отношения
li/D — lt/D, которое изменяется от 0,5 до 0,025 при изменении D
от 50 до 1000 мм. На рис. 11 по данным работы [231 приведены кри-
вые, изображающие зависимость от LJD = l2/D для трех значе-
ний т коэффициента перехода от углового метода отбора
к фланцевому.
Чем меньше т и чем меньше IJD = l2/D, тем меньше разница
между коэффициентами расхода при угловом и фланцевом методах
отбора. Так, при т 0,25 это различие не превосходит ±0,3 %.
Обзор исследований по определению коэффициентов расхода
при различных методах отбора давлений приводится в работах
[44, 76].
Сравнение различных способов отбора
перепада давления. Для всех методов отбора давлений
27
при tn < 0,45 коэффициенты отбора bp, а следовательно, и коэф-
фициенты расхода а отличаются друг от друга не более чем на
±(0,2—0,3) %.
При т > 0,4 коэффициент при угловом методе отбора умень-
шается, а при радиальном — возрастает.
Достоинство углового метода перед всеми остальными — удоб-
ство применения кольцевых камер для отбора средних давлений до
и после диафрагмы и отсутствие в связи с этим необходимости в
сверлении стенок трубы. Недостаток метода — большая крутизна
кривых давления в местах отбора. При этом значение измеряемого
перепада в значительной степени зависит от диаметра отверстий
для отбора давления, а также от правильного их местоположения.
При малых диаметрах трубы D не удается выдержать необходимую
небольшую ширину приемных отверстий, равную (0,014-0,02) D.
Достоинство теоретического метода отбора — пологость кри-
вых давлений в местах отбора. Благодаря этому допуск на рас-
стояния и до точек отбора большой и составляет ± (0,14-
±0,2) D.
Другое достоинство данного метода — меньшее влияние засо-
рения и загрязнения трубы, а также изменения ее шероховатости
на коэффициент расхода по сравнению с фланцевым и особенно
угловым методами, для которых увеличение шероховатости при-
водит к уменьшению подпора давления перед диафрагмой и потому
к увеличению коэффициента расхода.
Недостаток теоретического метода отбора — необходимость
сверления стенок трубы и зависимость места отбора да-
вления pt от отношения d/D.
При радиальном методе отбо-
ра при т <0,55 благодаря по-
логости кривых давлений со-
храняется достоинство теорети-
ческого метода отбора. Кроме
Рис. 11. Коэффициенты fe™- /few
Ф' У
дли перехода от углового отбора
к фланцевому (штриховые части
Рнс. 10. Коэффициенты отбора: k —
для перехода от отбора по методу
суженной струн к радиальному;
few- /few- — для перехода от углового
Р' у ,
отбора к радиальному
кривых соответствуют отверстиям
отбора, доходящим до стенки диа-
фрагмы)
28
того, место отбора р2 не зависит от отношения djD. Недостаток
метода — необходимость сверления стенок трубы.
При фланцевом методе отбора давлений, кривизна кривых
давлений в точках отбора меньше, чем при угловом методе, но боль-
ше, чем при теоретическом и радиальном. Давления отбираются
через просверленные отверстия во фланцах или же в обоймах,
зажимаемых между фланцами.
Кривые распределения давления у co-
ne л. У стандартных сопел применяется лишь угловой метод от-
бора давлений. Кривые распределения давлений показаны на
рис. 12 [42], из которого следует, что величина относительного под-
пора давлений SJ&y у них значительно больше, чем у диафрагм;
это объясняется меньшим значением перепада (при одном и
том же т). В связи с этим погрешность от увеличения диаметра
отверстий или от смещения мест отбора давлений в ту или другую
сторону от фланца сопла в этом случае больше.
Коэффициент распределения скоростей kK. В общем случае
коэффициент kK определяется выражением
kK = / 1 — уЛт2// kb — ka^m2.
Он зависит от коэффициентов Кориолиса или, иначе говоря,
от коэффициентов распределения скоростей в трубопроводе перед
сужающим устройством ka и в суженной части потока kb. Оче-
видно, что kK возрастает с увеличением ka и уменьшением kb.
При малых значениях т 0,25—0,3 выражение для kK упро-
щается и принимает вид
4В = kb™
29
Из этого выражения следует, что при малых т коэффициент
определяется только значением коэффициента Кориолиса kb.
Коэффициент Кориолиса определяется выражением
J М df/tfcpfi
где f — площадь поперечного сечения потока; vt — скорость 1-й
частицы потока; оср — средняя скорость потока. Этот коэффи-
циент для осесимметричного потока зависит от числа Рейнольдса
и от шероховатости трубы. Для гладких труб при увеличении числа
Рейнольдса от 6*10® до 3-10’ коэффициент ka изменяется от 1,06
до 1,03. У шероховатых труб ka возрастает до значений 1,1—1,12
вследствие заострения профиля скоростей потока под влиянием
тормозящего действия стенок. Лишь у ламинарного потока, имею-
щего параболический профиль, ka — 2.
Коэффициент Кориолиса kb в суженной части потока на вы-
ходе из диафрагмы равен 1,02—1,03, а на выходе из сопла —
1,01—1,02- Причина столь малых значений kb обусловлена тем,
что в процессе сужения потока в диафрагме или в сопле происхо-
дит заметное выравнивание профиля скоростей.
Для оценки числового значения коэффициента kB примем
ka = 1,03 для гладкого и ka — 1,1 для шероховатого трубопрово-
да, а коэффициент kb, равным 1,025 для диафрагм и 1,015 для со-
пел. Исходя из этих значений ka и kb и выбирая значения р из
рис. 3, найдем, что при изменении т от 0,1 до 0,7 значение коэф-
фициента kK изменяется у диафрагм в пределах от 0,987 до 1.
У сопел же с увеличением т коэффициент возрастает от 0,993
до 1 для гладких и до 1,03 для шероховатых труб.
Отсюда следует вывод, что при турбулентном режиме для
диафрагм всегда, а для сопел за исключением больших т (для
шероховатых труб) значение коэффициента kK очень близко к 1
(уменьшаясь до 0,99 при малых т) и, следовательно, его влияние
на коэффициент расхода а очень невелико. Лишь при ламинарном
движении коэффициент kB может стать существенно больше еди-
ницы.
Коэффициент потерь С помощью коэффициента по-
терь учитываются потери энергии в сужающем устройстве. Он
зависит, согласно уравнению (28), от коэффициента сопротивле-
ния £. Решая это уравнение относительно £, получим
£ = (й£2 — 1)(1 — j*2m2).
Большие потери энергии в мертвых зонах после диафрагмы
или сопла не влияют на k^, а так как потери на трение, удары и
вихреобразование в пределах самого сужающего устройства не-
велики, то и значение коэффициента (особенно для диафрагм)
весьма мало отличается от единицы. Это значение в зависимости
от т определяется уравнением
= alE]kkEkxpkK,
в котором y,ks = 0,613 для диафрагм и pfeE = 1 для сопел.
30
Подставляя в это уравнение значения Е, ky и kK из предыду-
щих выражений и значения а для стандартных диафрагм и сопел,
найдем, что для диафрагм = 0,99, причем это значение k$
очень мало меняется с изменением т. Соответствующие значения
коэффициента сопротивления 5 == 0,015-4-0,02. Для сопел же имеем
явно выраженную зависимость и £ от /п. С увеличением т от 0,1
до 0,5 коэффициент сопротивления £ возрастает практически ли-
нейно от 0,02 до 0,06, а коэффициент потерь уменьшается от 0,99
до 0,96.
Значительные потери давления у сопла по сравнению с диафраг-
мой объясняется большей поверхностью трения и возникновением
внутри сопла при срыве струи мертвой зоны (см. рис. 4), в которой
возникают вихри. Возрастание же £ с ростом т у сопла происхо-
дит потому, что коэффициент £ относится к кинетической энергии
выхода ро?/2, в то время как в действительности и трение, и срыв
струи происходят при промежуточных скоростях между иа и оь;
причем чем меньше т, тем дальше отстоит среднее значение этих
промежуточных скоростей от рь.
У диафрагмы же коэффициенты 5 и весьма мало зависят
рт т, так как соприкосновение жидкости с острой кромкой про-
исходит при скоростях, близких к vb.
1.5. Коэффициент истечения С
для диафрагм и сопел
Этот коэффициент для диафрагмы определяется вы-
ражением С = ж 0,613Ат^к^, а для сопла — выра-
жением С = kvkKki- Из рис. 13 следует, что коэффициент С у
стандартных диафрагм (пунктирные кривые), стандартных сопел
(сплошная кривая) и параболического сопла (штрихпунктирная
кривая) сильно зависит от
числа Рейнольдса Re в об-
ласти малых и средних их
значений. В то же время
в области больших чи-
сел Re коэффициент С
почти не меняется. Харак-
тер зависимости С от Re
позволяет выделить три
зоны.
Первая зона — самые
малые числа Re, где дви-
жение ламинарное. Выход-
ные струи полностью об-
текают плоскости диафраг-
мы и сопла и = 1 не
только для сопел, но
также и для диафрагм.
Рис. 13. Зависимость коэффициента истече-
ния С от числа Re для: стандартной диафрагмы
(-------); стандартного сопла (--); пара-
болического сопла (--------------)
31
Рис. 14. Зависимость коэффициента
истечения С от т для диафрагмы при
отборах:
I » радиальном; 2 ** по методу сужен-
ной струи; 3 угловом
Коэффициент С определяется
в этой зоне в основном коэффи-
циентом потерь k$, зависящим
от коэффициента сопротивле-
ния £. Последний при ламинар-
ном движении обратно пропор-
ционален числу Re согласно
выражению g = 64/Re. Под-
ставляя это значение в выраже-
ние (28) для и полагая в нем
О — 1, получим соотношение
= 64/Re (1 - иг2)]-0»5,
которое при весьма малых чис-
лах Re можно записать в виде
kt «j/Re(l — m2)/64.
Отсюда следует, что kit а значит, и С возрастают с ростом Re
и уменьшаются с увеличением т. Эта зависимость показана на
рис. 13.
Во второй зоне скорость возрастания С замедляется как у диа-
фрагмы, так и у сопел. Кроме того, у диафрагмы уже в начале
этой зоны начинают сказываться силы инерции. Сначала прекра-
щается обтекание задней плоскости, а затем появляется дополни-
тельное сужение струи, которое при дальнейшем возрастании
числа Re приводит к уменьшению коэффициента С. Чем меньше т,
тем сильнее проявляются силы инерции и поэтому при меньших
числах Re достигается миксимум кривой С. Вначале С умень-
шается быстро, а затем все медленнее (по мере того как дополни-
тельное сужение стремится к определенному пределу = 0,613).
При дальнейшем увеличении числа Re появляется третья зона,
в которой коэффициент С практически не меняется; причем чем
больше т, тем позже (при большем числе Re) возникает эта зона.
Зависимость коэффициента С в пределах данной зоны от отноше-
ния т приведена на рис. 14. При т 0,454-0,5 для всех трех
методов отбора С очень мало зависит от т и имеет в среднем зна-
чения 0,603 для углового, 0,604 для теоретического и 0,605 для
радиального отборов. При дальнейшем увеличении т коэффи-
циент С при угловом методе снижается до 0,57—0,58 (вследствие
возрастания подпора давления перед диафрагмой), а при радиаль-
ном методе увеличивается до 0,61—0,62, потому что в этом случае
точка отбора р2 оказывается на восходящей ветви кривой. Шеро-
ховатость трубопровода приводит к заострению профиля скоро-
стей, что обусловливает уменьшение подпора давления перед
диафрагмой и увеличение коэффициента Кориолиса ka. В связи
с этим коэффициент истечения несколько возрастает.
У стандартных сопел силы инерции во второй зоне сказываются
значительно слабее. После достижения некоторого значения числа
32
Re происходит отрыв струи от входного закругления (см. рис. 4)
и появляется небольшое сужение струи, которое замедляет или
приостанавливает возрастание С. При дальнейшем увеличении
числа Re точка отрыва сдвигается к входной стороне сопла, и
расширяющаяся в дальнейшем струя вновь достигает выходного
отверстия. При этом коэффициент С сравнительно круто возрастает
и наступает третья зона, в которой С практически сохраняет по-
стоянное значение. Лишь при очень больших т = .0,64-0,67 между
второй и третьей зонами появляется после ступеньки вверх еще
небольшая ступенька вниз, что связано с соответствующим из-
менением произведения k^kK, а также е изменением подпора.
У параболических сопел профиль очень плавный и отрыва
струи от стенки не происходит. Поэтому коэффициент С повсеместно
возрастаем но с увеличением числа Re темп возрастания замед-
ляется.
1.6. Устройство стандартных диафрагм
и сопел
При достаточно больших числах Рейнольдса Re,
которые обычно имеются в большинстве случаев измерения рас-
хода, коэффициент истечения С диафрагм и сопел (см. рис. 13),
а значит и их коэффициент расхода а, почти не меняется с измене-
нием числа Re. Это обстоятельство послужило причиной широкого
применения данных сужающих устройств во всех промышленно
развитых странах. Экспериментальные работы, проведенные в
двадцатые годы, позволили с достаточно высокой точностью опре-
делить значения коэффициентов расхода диафрагм и сопел для раз-
личных т. Эти работы были обобщены Техническим комитетом 30
(ТК-30) при Международной организации по стандартизации (ИСО)
и послужили основой для разработки международных рекоменда-
ций, завершившихся выпускоммеждународногостандартаИСО5167,
в котором регламентировано применение данных сужающих
устройств.
Исходя из этих международных рекомендаций, в нашей стране
были последовательно выпущены следующие нормативные доку-
менты: Правила № 169 в 1938 г., Правила 27-54 в 1954 г., Правила
28-64 в 1964 г. и Правила РД 50-213-80 в 1982 г. По этим докумен-
там имеются комментарии и разъяснения в работах [9, 10, 15].
Устройство стандартной диафрагмы с угловым способом отбора
давлений показано на рис. 15. Она представляет собой тонкий диск,
имеющий в центре круглое отверстие диаметром d. Входной угол
отверстия должен быть равен 90°, а ширина цилиндрической части
отверстия е должна быть в пределах от 0.005D до 0,02D, где D —
внутренний диаметр трубопровода. Толщина диска Е не должна
превышать 0,05D. Если Е больше 0.02D, то отверстие на стороне
выхода имеет коническую расточку с углом 45° (стандар-
том ИСО5167 допускается угол от 45 до 60°). Разность значений е
или Е, измеренных в любом месте, не должна превышать 0,001£>.
2 П. П. Кремлевский 33
Входная и выходная плоско-
сти диафрагмы должны быть
параллельны друг другу. Не-
перпендикулярность входной
плоскости к оси диафрагмы
должна быть не более Г,
а шероховатость поверхности
этой плоскости в пределах
круга диаметром l,5d не
должна превышать 10-М.
Параметр шероховатости
(среднее арифметическое от-
клонение профиля)цилиндри-
ческого отверстия е должен
быть не более 1,25 мкм. Относительная площадь отверстия (т =
= (Р/D) диафрагм с угловым отбором допускается в пределах от
0,05 до 0,64, а коэффициенты расхода для этих диафрагм, приве-
денные в нормативных документах, справедливы при установке
их в трубах, которые имеют D от 50 до 1000 мм.
На рис. 15 показаны два способа отбора давлений рг и p2i
точечный с помощью двух отверстий, просверленных в трубо-
проводе (рис. 15, а) или в специальной кольцевой обойме, и камер-
ный (рис. 15, б). Угол наклона Т у отверстий для отбора (рис. 15, а)
должен быть не более 3°, но лучше, чтобы он был равен 0; этого
можно достигнуть посредством сверления отверстий в обойме, ох-
ватывающей диафрагму. Точечный отбор следует применять лишь
при достаточной длине прямого участка трубопровода, когда по-
ток осесимметричен. При недостаточной длине этого участка зна-
чительно лучше применить камерный отбор, способствующий от-
бору средних давлений рх и р2. При трубах, имеющих D 4004-
4-500 мм, отбор средних значений рх и р2 производится через коль-
цевые камеры, которые соединяются с внутренним пространством
трубопровода с помощью группы равномерно распределенных по
окружности отверстий, или же кольцевых щелей, находящихся
непосредственно у плоскостей диафрагмы. При D > 4004-500 мм
вместо кольцевых камер для получения средних значений рг и р2
ограничиваются четырьмя отверстиями до и четырьмя после диа-
фрагмы, расположенными равномерно по окружности, которые
с помощью трубок соединяют в два коллектора; из этого коллектора
и отбирают и и р2. Для эффективного усреднения рг и р2 надо,
чтобы площадь камеры FK = аЬ (рис. 15, б) была не менее поло-
вины площади кольцевой щели nDc или площади отверстий nf,
где п — число отверстий, a f — площадь одного отверстия. Учи-
тывая очень резкое изменение давлений вблизи плоскостей диа-
фрагмы, диаметр отверстий с (рис. 15, а), а также ширину с коль-
цевых щелей или отверстий для отбора (рис. 15, б) надо брать по
возможности меньше. Так, при т >> 0,45 требуется, чтобы с было
в пределах от 0,012? до 0,022) и лишь при т 0,45 разрешается
34
увеличивать о до 0,037). Во избежание засорения слишком малых
отверстий для отбора размер с никогда не 'должен быть менее
1 мм, а в случае загрязненных сред, а также пара и жидкости,
которая может испаряться в соединительных трубках, размер в
при отборе (рис. 15, а) не должен быть менее 4 мм. Верхний же
предел с во всех случаях должен быть не более 12 мм.
Конструкция камерной диафрагмы, показанная на рис. 15, а,
целесообразна при давлении не более 10 МПа. Для давлений до
20 МПа разработана конструкция фланцев, в которых вытачива-
ются усредняющие камеры, сообщающиеся через пазы с простран-
ствами до и после диафрагмы, которая зажимается между флан-
цами. При еще более высоком давлении применяют линзовые
уплотнения. Чаще всего при высоком давлении в трубопровод
вваривают сопла, но не диафрагмы.
В правилах РД 50-213-80 допущены к применению диафрагмы
не только с угловым, но также и с фланцевым отбором давлений
через отдельные цилиндрические отверстия (рис. 16). Эти диафраг-
мы применяют при 50 D 760 мм и 0,04 С т 0,56 мм.
Отверстия для отбора давлений могут быть сделаны или во флан-
цах (рис. 16, а), или же в обоймах, между которыми зажимается
диафрагма (рис. 16, б), на расстояниях 1г и /2 от входной и вы-
ходной плоскостей диафрагмы, равных 25,4 ± А мм, где А =
— 0,5 мм при т > 0,36 и 58 < D < 150 мм и А = 1 мм при
т <- 0,36, а также при т ?> 0,36 и 50 С D 58 мм или 150 •<
D 760 мм. Оси отверстий для отбора давлений рг и р2 могут
находиться в разных меридиональных плоскостях.
Диафрагмы (как и другие сужающие устройства) надо перио-
дически вынимать для проверки их состояния и замены. Этот про-
цесс связан с отключением трубопровода, что не всегда возможно.
В связи с этим разработаны устройства [6,40, 701, позволяющие
вынимать н устанавливать диафрагму без выключения трубопро-
вода. Обычно такое устройство состоит из камеры, снабженной
фланцами для установки в трубопроводе. Камера имеет две по-
лости: нижнюю, в которой размещается дисковая диафрагма, и
верхнюю, выполняющую роль шлюза и отделенную от нижней раз-
делительным краном. Для выемки диафрагмы открывают клапан,
выравнивающий давление в обеих полостях, после чего поворотом
Рис. 16. Диафрагмы с фланцевым отбором давления! а —
во фланцах; б — в обойме
2* 35
Рис. 17. Стандартное сопло: а — прн т 0,444; б —
при /п > 0,444
разделительного крана соединяют полости друг с другом. Затем
(с помощью двойной рейки и шестеренчатого механизма) диафрагма
поднимается из нижней полости в верхнюю. Последняя отклю-
чается от нижней и давление в ней снижают до атмосферного.
Открывают крышку верхней полости и диафрагму вынимают.
В целях уплотнения диафрагмы ее наружный край вводят в про-
резь кольца круглого сечения, изготовленного из особой резины.
При этом обеспечивается и точность установки диафрагмы по цен-
тру трубопровода.
Рассмотрим стандартное сопло, профиль которого показан на
рис. 17. Сопло состоит из входной части, образованной дугами
двух радиусов t\ = 0,2d и га = 0,333d, которые плавно переходят
одна в другую, и цилиндрической части на выходе длиною I =
°= 0,3d. Общая длина всего сопла L — 0,604d. Дуга радиуса
га — 0,333d по касательной переходит в цилиндрическую выходную
часть, а дуга радиуса i\ — 0,2d по касательной сопрягается с вы-
ходной плоскостью сопла (рис. 17, а) при т 0,444. Если же
т 0,444, то точка сопряжения выходит за пределы внутреннего
диаметра трубы (рис. 17, б) и дуга пересекает входную плоскость
сопла, в связи с чем общая длина сопла немного уменьшается.
Для предохранения выходной кромки отверстия сопла, которая
должна быть острой (без заусенцев, фасок или закруглений),
служит защитный кольцевой выступ, длиною не более 0,03d с вну-
тренним диаметром не менее l,06d. Толщина фланца сопла S не
более 0,lD. Во всех приведенных зависимостях значение d прини-
мается при нормальной температуре 20 °C.
Фронтальная поверхность и горловина сопла должны быть
обработаны так, чтобы параметр шероховатости Ra был не более
1,25 мкм. Согласно требованиям международного стандарта зна-
чение любого диаметра в любом поперечном сечении цилиндриче-
ской части сопла не должно отличаться от среднего значения более
чем на 0,05 %. Допустимые значения т и Ь у стандартных сопел
определяются неравенствами: 0,05 m < 0,64, для газов D >
50 мм, для жидкостей D >• 30 мм. Камерный способ отбора
36
давлений рг и р2 рекомендуется для сопел так же, как и для диа-
фрагм. Все что было сказано о размерах отверстий для отбора
давлений и диафрагм справедливо и для сопел.
Главное их достоинство — лучшее сопротивление истирающему
действию потока, благодаря чему у них лучше, чем у диафрагм,
сохраняется неизменность коэффициента расхода. Кроме того,
у сопел коэффициент сужения р = 1, поэтому у них погрешность
множителя е меньше, а коэффициент расхода а существенно
выше, чем у диафрагм. Последнее позволяет измерять значительно
большие расходы при одном и том же перепаде давления. Потеря
давления у сопел также несколько меньше. Несмотря на все эти
преимущества диафрагмы применяются гораздо чаще, чем сопла,
вследствие простоты их изготовления. Это неоправданно особенно
для труб небольших диаметров D = 304-150 мм, в которых сле-
дует применять именно сопла. Перед изготовлением сопла надо
приготовить металлический шаблон по профилю входной части
сопла. По шаблону обрабатывают сопло на токарном станке. Эта
обработка не представляет большой сложности, если учесть, что
допуски на радиусы гг и г2 составляют 10 % при щ 0,25 и 3 %
при т > 0,25. Тот же шаблон служит и для контроля входной
части сопла при приемке.
1.7. Коэффициенты расхода
стандартных диафрагм и сопел
При теоретическом определении значений коэффи-
циентов расхода сужающих устройств не обеспечивается необхо-
димая точность. В связи с этим коэффициенты расхода диафрагм
и сопел определялись экспериментально рядом исследователей [34,
66, 73—751 в конце двадцатых и в начале тридцатых годов.
Исходя из теории подобия можно сделать вывод, что коэффи-
циенты расхода двух сужающих устройств, установленных на
трубах разного диаметра и измеряющих расходы разных веществ,
будут равны друг другу, если соблюдено геометрическое подобие
формы этих устройств и гидродинамическое подобие потоков.
Согласно первому условию требуется, чтобы были равны относи-
тельные диаметры d-JDi — dJDt или относительные площади =
= m2 двух сужающих устройств. Второе условие (при гладких
трубах) определяется равенством чисел Рейнольдса обоих потоков
Re, = Re2.
Таким образом, коэффициент расхода а любого сужающего
устройства, установленного в гладкой трубе, является функцией
только двух параметров: d/D (или т) и числа Re.
Опыты показали, что у стандартных диафрагм и сопел при
достаточно больших числах Re коэффициент расхода а почти
не меняется с ростом числа Re и в пределах шкалы прибора
может считаться почти постоянным (см. рис. 13, зона 3). Это
свидетельствует о том, что при больших числах Re коэффициент
37
расхода а практически не зависит ни от расхода, ни от свойств
измеряемого вещества, т. е. его вязкости и плотности, а за-
висит только от d/D (или т). Сказанным выше и объясняется ши-
рокое применение стандартных'диафрагм и сопел, потому что в
большинстве случаев потоки таких веществ, как вода, пар, воздух
и другие газы характеризуются большими числами Re. Причем,
чем меньше т, тем раньше, т. е. при меньших числах Re начинается
зона практического постоянства а (см. зону 3 на рис. 13). Так,
при т = 0,05 эта зона для диафрагм начинается от Re = 22 000,
а при т — 0,6 — только от Re = 240 000. Эти числа в правилах
28-64 назывались граничными и обозначались через Rerp. Стан-
дартные диафрагмы и сопла предназначены для работы в зоне
чисел Re Rerp, хотя правила и допускали небольшой заход
в зону 2 на рис. 13, в котором наблюдается заметное изменение а
(увеличение у диафрагм и уменьшение у сопел).
В правилах 28-64 коэффициенты расхода а при числах
Re Rerp принимались постоянными, зависящими только от т,
а при небольшом заходе в зону 2 на рис. 13 в области Remln <
< Re < Rerp в коэффициент а вводилась небольшая поправка.
Но в последующих рекомендациях ИСО предлагалось учитывать
небольшие изменения айв зоне 3 (в области Re > Rerp). В даль-
нейшем Штольц на основе ранее полученных экспериментальных
данных вывел формулы для определения коэффициентов истечения
стандартных диафрагм и сопел. По этим формулам определяют зна-
чения С в зависимости не только от т, но и от Re (в пределах 10® >
Re Remin). В большинстве случаев они с высокой точностью
отражают экспериментальные данные. Формулы Штольца приняты
в международном стандарте ИСО 5167 (541 и в правилах
РД 50-213-80 [26].
Для диафрагм о угловым отбором имеем
С = Су = 0,5959 + 0,0312m1-05 - 0,1840m4 + 0,0029т1-2б(Ю /Re)0-75.
(34)
Эта формула справедлива в пределах Remln < Re < 108, где
Remin = 5-103 при 0,05 < т < 0,20; Remh] = 104 при 0,20 <
< т 0,59 и Remin = 2-104 при 0,59 < tn 0,64.
Допустимая относительная шероховатость трубопровода k]D
зависит от d/D или т и может быть выражена согласно работе [54 ]
соотношениями, приведенными ниже.
d/D............<0,3 0,32 0,34 0,36 0,38 0,40 0,45 0,50 0,60 0,70 0,80
lO^fe/D....... 25 18,1 12,9 10,0 8,3 7,1 5,6 4,9 4,2 4,0 3,9
Согласно работе [26 J в аналитической форме можно записать!
k-10*/D < 25 для m < 0,09; k- W/D <(2375m — 1817,5/лГ+
+ 356,5) для 0,09 < m < 0,13; k-W/D < [3,9—10® exp (—14,2 x
X Vfn)] Для m > 0,13.
38
Для диафрагм о фланцевым отбором имеем
С = Сф = Су + О.ОЭОО/^2 (1 - т2)-1 - 0,03371/ат’-5, (35)
где С, — определяется по формуле (34); = 0,4333 при D
58,62 мм; /1 — 25,4/0 при D > 58,62 мм; /2 = 25,4/0.
Формула (35) справедлива в диапазоне чисел Рейнольдса,
определяемых неравенством 1260тО Re 108, при d ^>12,5 мм,
50 мм D 760 мм и 0,05 < т 0,56. Допустимая относи-
тельная шероховатость k/D в зависимости от т определяется
неравенствами: kW/D 0,26 для т 0,09; kW/D (2375m —
— 1817,5 yGn356,5) для 0,09 <m<;0,13; kW[D 10 для
m > 0,13.
Для сопел можно записать
С = 0,99 - 0,2262m2-05 +
+ (0,000215 - 0,001125m°-5 + 0,00249m2-35) (lO^Re)1-15 (36)
Формула справедлива при d 12,5 мм, 50 D 1000 мм,
0,05 т < 0,64.
Допустимый диапазон чисел Рейнольдса: Remln Re •< 2.10’,
где Remln ~ 7-104 для 0,05 < tn < 0,20 и Rem!n = 2-104 для
0,20 < m 0,60.
Допустимая относительная шероховатость трубопровода k/D
та же, что и для диафрагм с угловым отбором давлений [26].
Исходя из значений коэффициента истечения С, определяе-
мых формулой (34), в табл. 1 приведены значения коэффициентов
расхода а для диафрагм с угловым отбором, подсчитанные по
уравнению _______
а ~ С/у/ 1 — т2,
полученному из формулы (31).
Полученные в результате расчета значения С и а отличаются
от экспериментальных данных, приводившихся в прежних реко-
мендациях ИСО, в среднем всего лишь на ±0,1 %. Но при боль-
ших числах Re и средних т расхождение достигает 0,22 %.
Наибольшее же отклонение, равное 0,37 %, имеется при Re =
= 2.104 и tn = 0,64 [33]. В связи с этим лучше воздержаться от
использования больших т при Re — 2-104.
Производственные трубопроводы небольшого диаметра обычно
имеют относительную шероховатость k/D, превосходящую выше-
указанные допустимые значения, которые соответствуют гладким
трубам. С увеличением шероховатости заостряется профиль ско-
ростей и несколько увеличивается значение а. Учитывая это,
в правилах РД 50-213-80 рекомендуется умножать коэффициент а,
определенный по формулам (34) и (36) для диафрагм с угловым
отбором давлений и для сопел, на поправочный множитель йш,
который соответствует некоторой средней степени относительной
шероховатости. Кроме того, учитывая неизбежность притупления
39
g Таблица 1. Значения а для диафрагм с угловым способом отбора Др
т1 т Значения а при Re равном
10* 2- 10" 3-10" 5-10" 10" 10’ 10’ 10’
0,0025 0,0500 0,6002 0,5993 0,5989 0,5986 0,5984 0,5981 0,5980 0,5980
0,0030 0,0547 0,6007 0,5997 0,5993 0,5990 0,5987 0,5984 0,5983 0,5983
0,0040 0,0632 0,6017 0,6005 0,6001 0,5997 0,5993 0,5989 0,5988 0,5988
0,0050 0,0707 0,6027 0,6013 0,6008 0,6003 0,5999 0,5994 0,5993 0,5993
0,0100 0,1000 0,6069 0,6048 0,6040 0,6032 0,6026 0,6018 0,6017 0,6017
0,0200 0,1414 0,6140 0,6107 0,6094 0,6083 0,6073 0,6062 0,6060 0,6059
0,0300 0,1732 0,6203 0,6161 0,6145 0,6130 0,6118 0,6102 0,6100 0,6099
0,0400 0,2000 0,6263 0,6212 0,6193 0,6175 0,6160 0,6142 0,6138 0,6138
0,0500 0,2236 0,6320 0,6262 0,6239 0,6219 0,6201 0,6180 0,6176 0,6176
0,0600 0,2449 0,6376 0,6310 0,6284 0,6262 0,6242 0,6218 0,6214 0,6213
0,0700 0,2645 0,6430 0,6357 0,6329 0,6304 0,6282 0,6256 0,6251 0,6250
0,0800 0,2828 0,6484 0,6404 0,6373 0,6346 0,6322 0,6293 0,6288 0,6287
0,0900 0,3000 0,6537 0,6450 0,6417 0,6387 0,6361 0,6330 0,6325 0,6324
0,1000 0,3162 0,6589 0,6496 0,6461 0,6429 0,6401 0,6367 0,6361 0,6360
0,1100 0,3316 0,6641 0,6542 0,6504 0,6470 0,6440 0,6404 0,6398 0,6397
0,1200 0,3464 0,6693 0,6588 0,6547 0,6511 0,6480 0,6442 0,6435 0,6434
0,1300 0,3605 0,6745 0,6633 0,6590 0,6552 0,6519 0,6479 0,6472 0,6470
0,1400 0,3741 0,6796 0,6679 0,6634 0,6593 0,6558 0,6516 0,6508 0,6507
0,1500 0,3872 0,6847 0,6724 0,6677 0,6634 0,6598 0,6553 0,6545 0,6544
0,1600 0,4000 0,6899 0,6770 0,6720 0,6676 0,6637 0,6591 0,6582 0,6581
0,1700 0,4123 0,6950 0,6815 0,6763 0,6717 0,6677 0,6628 0,6619 0,6618
0,1800 0,4242 0,7002 0,6861 0,6807 0,6759 0,6716 0,6666 0,6657 0,6655
Продолжение табл. 1
т2 т Значения а при Re равном
10‘ 2*1Q* 3-10* 5-10* 10» 10* 1D’ 10*
0,1900 0,4358 0,7053 0,6907 0,6851 0,6800 0,6756 0,6704 0,6694 0,6693
0,2000 0,4472 0,7105 0,6953 0,6894 0,6842 0,6797 0,6742 0,6732 0,6730
0,2100 0,4582 0,7157 0,6999 0,6938 0,6884 0,6837 0,6780 0,6770 0,6768
0,2200 0,4690 0,7209 0,7046 0,6983 0,6926 0,6878 0,6819 0,6808 0,6806
0,2300 0,4795 0,7261 0,7092 0,7027 0,6969 0,6919 0,6858 0,6847 0,6845
0,2400 0,4898 0,7314 0,7139 0,7072 0,7012 0,6960 0,6897 0,6885 0,6883
0,2500 0,5000 0,7367 0,7187 0,7117 0,7055 0,7001 0,6936 0,6925 0,6923
0,2600 0,5099 0,7421 0,7235 0,7163 0,7099 0,7043 0,6976 0,6964 0,6962
0,2700 0,5196 0,7475 0,7283 0,7209 0,7143 0,7085 0,7016 0,7004 0,7002
0,2800 0,5291 0,7529 0,7331 0,7255 0,7187 0,7128 0,7057 0,7044 0,7042
0,2900 0,5385 0,7584 0,7380 0,7302 0,7232 0,7171 0,7098 0,7085 0,7082
0,3000 0,5477 0,7639 0,7430 0,7349 0,7277 0,7214 0,7139 0,7126 0,7123
0,3100 0,5567 0,7695 0,7480 0,7397 0,7323 0,7258 0,7181 0,7167 0,7165
0,3200 0,5656 0,7751 0,7530 0,7445 0,7369 0,7303 0,7223 0,7209 0,7206
0,3300 0,5744 0,7809 0,7581 0,7494 0,7416 0,7348 0,7266 0,7251 0,7249
0,3400 0,5830 0,7866 0,7633 0,7544 0,7463 0,7393 0,7309 0,7294 0,7292
0,3500 0,5916 0,7925 0,7686 0,7594 0,7511 0,7440 0,7353 0,7338 0,7335
0,3600 0,6000 0,7739 0,7644 0,7560 0,7486 0,7398 0,7382 0,7379
0,3700 0,6082 0,7793 0,7696 0,7609 0,7534 0,7443 0,7427 0,7424
0,3800 0,6164 0,7847 0,7748 0,7659 0,7582 0,7489 0,7473 0,7470
0,3900 0,6244 0,7903 0,7801 0,7710 0,7631 0,7536 0,7519 0,7516
0,4000 0,6324 0,7959 0,7855 0,7762 0,7681 0,7583 0,7566 0,7563
0,4100 0,6403 0,8016 0,7910 0,7814 0,7731 0,7631 0,7613 0,7610
Таблица 2. Значения произведения ЛШЛП Для диафрагм
с углцвцм отбором давлений
т D, мм
SQ 100 200 зоа
0,05 1,0243 1,0188 1,0098 1,0049
0,10 1,0236 1,0170 1,0073 1,0024
0,20 1,0235 1,0151 1,0050 1,0005
0,30 1,0244 1,0147 1,0046 1,0001
0,40 1,0260 1,0152 1,0049 1,0000
0,50 1,0280 1,0163 1,0056 1,0000
0,60 1,0303 1,0178 1,0065 1,0000
0,64 1,0313 1,0184 1,0069 1,0000
входной кромки в процессе эксплуатации, в этих же правилах
рекомендуется вводить дополнительный поправочный множитель
kn к коэффициенту расхода а для диафрагм с угловым отбором.
Значения множителей кщ и kn зависят от т, так как с возраста-
нием т множитель Ащ увеличивается, а множитель kn умень-
шается. В табл. 2 приведены значения произведения kmkn для
диафрагм с угловым отбором, подсчитанные по формулам, кото-
рые приведены в правилах РД 50-213-80.
Значениями Ащ и приведенными в табл. 2, лишь прибли-
зительно учитывается влияние шероховатости трубопровода и
притупления входной кромки диафрагмы. Трубы имеют различ-
ную шероховатость, зависящую, кроме того, от срока эксплуата-
ции, а множитель рассчитан лишь на некоторую среднюю
шероховатость. Еще сложнее учитывать притупления входной
кромки. Вопрос этот настолько важен, что требует особого рас-
смотрения.
1.8. Влияние притупления
входной кромки диафрагмы
на коэффициент расхода
Входная кромка диафрагмы притупляется под дей-
ствием потока измеряемого вещества, несмотря на то что диа-
фрагма изготовляется из твердого материала. В результате этого
перепад давления непрерывно уменьшается, а коэффициент су-
жения р и площадь наименьшего сечения струи на выходе из
диафрагмы возрастают. Соответственно возрастает и коэффициент
расхода а. Поправочный множитель kn, рекомендуемый прави-
лами, является постоянной величиной и соответствует только
какой-то одной степени притупления, поэтому во всех остальных
случаях будет возникать или плюсовая (при малом износе кромки),
или минусовая (при значительном износе) погрешность.
42
Погрешность, возника-
ющая от затупления кром-
ки, должна быть тем зна-
чительнее, чем больше от-
ношение длины кромки
£ = nd ко всей площади
струи Fo — nd2/4, вытека-
ющей из диафрагмы. Это
отношение L/Fo равно 4/d.
Следовательно, с увеличе-
нием d (прн одной и той же
степени износа) погрешность
измерения расхода уменьша-
ется и при d >( 1504-200) мм
становится уже пренебре-
жимо малой. К тому же вы-
Рис. 18. Зависимость поправочного множи-
теля kn на притупление кромки от отно-
сительного радиуса rK/d ее закругления
воду приходим, анализируя
значения множителя kn,приведенные в правилах 28-64. На
основе этих значений, согласно работе [011], может быть полу-
чена зависимость kn at 1 0,4/d. При d > 150 мм множи-
тель kn отличается от единицы менее, чем на 0,3 %. Исходя
из допустимых пределов d/D = 0,24-0,8, получим, что ka at 1
при D > 2504-300 мм.
Таким образом, для труб большого диаметра изнашивание
кромки почти не сказывается на погрешность измерения и диа-
фрагмы в этом случае работают удовлетворительно. В неболь-
ших же трубах диаметром 50—200 мм с помощью стандартных
диафрагм нельзя обеспечить высокую точность измерения рас-
хода, поэтому в данном случае надо искать новое решение.
Мерой степени затупления кромки можно считать средний
радиус гк ее закругления, а мерой влияния этого затупления на
коэффициент расхода а — отношение rjd. В работах [50, 77 ]
были экспериментально определены поправочные множители ka
для диафрагм, изготовленных с разной величиной отношения
rK/d. Полученная зависимость kn от rK/d показана на рис. 18, из
которого следует, что значения kn, приведенные в правилах 28-64
и РД 50-213-80, соответствуют радиусам закругления кромки гк,
изменяющимся в пределах 0,06—0,08 мм. Из рис. 18 также сле-
дует, что при rK/d 0,0004 множитель Лп практически равен
единице. Следовательно, если удовлетворяется это неравенство,
то кромку диафрагмы можно считать острой. Данное неравенство
принято в качестве критерия оценки остроты кромки в междуна-
родном стандарте 5167 и в правилах РД 50-213-86. Измерить
радиус гк можно или с помощью слепка с кромки [ 1, 45 ], или же —
отпечатка на фольге, олове, свинце и аналогичных материалах
[18, 50].
Существенный вклад в решение этой проблемы был внесен
Алланиязовым и Мунировым, работавшими под руководством
43
Рис. 19. Зависимость радиу-
са закругления гк кромки
диафрагмы от длительности
ее эксплуатации
автора. Каждый из них
выполнил трудоемкое
экспериментальное ис-
следование зависимости
износа кромки диафраг-
мы (или иначе измене-
ния радиуса ее закруг-
ления гк) от длительно-
сти эксплуатации. На рис. 19 показаны результаты опытов
Алланиязова. Радиусы закругления гк диафрагм, работавших
на воде, газе и паре, определялись с помощью пластмассовых
слепков [1 ].
Муниров исследовал диафрагмы, работавшие не только на газе
и паре, но и на различных углеводородных средах (бензине,
бутане, газойле и т. д.). Радиусы закругления гк определялись на
специальном приспособлении 118] с помощью отпечатков. Кривая
зависимости гк от срока эксплуатации, полученная Мунировым,
оказалась очень близкой к кривой, приведенной на рис. 19.
Таким образом, имеется возможность, зная d и время эксплуа-
тации, вносить обоснованную поправку на притупление кромки
диафрагмы без необходимости измерения радиуса ее закругления.
Но это не лучшее решение. Можно создать такую диафрагму,
которая по сравнению со стандартной диафрагмой была бы более
износоустойчивой. Анализ зависимости гк от времени эксплуатации
(рис. 19) позволяет сделать следующие выводы.
1. Начальный радиус тк диафрагм обычно изменяется в пре-
делах 0,04—0,07 мм. Это значит, что при малых диаметрах d даже
вновь изготовленные диафрагмы не всегда удовлетворяют необ-
ходимому критерию остроты rK < 0,0004d.
2. Степень износа сравнительно мало зависит от рода измеряе-
мого вещества. Для уточнения этой зависимости нужны допол-
нительные исследования.
3. Радиус тк возрастает в первые два-три года эксплуатации
приблизительно на 0,04 мм в год. Затем возрастание уменьшается
н через пять-шесть лет гк стабилизируется, достигнув величины
0,18—0,23 мм.
Исходя из полученных результатов, был предложен в работе
[2] новый тип диафрагмы, у которой вместо острой кромки сде-
лано закругление с радиусом гк = 0,3 ± 0,01 мм. Промышленные
испытания подтвердили постоянство профиля такой диафрагмы,
а значит, и коэффициента ее расхода. С помощью образцовой рас-
ходомерной установки на гладкой трубе диаметром D — 100 мм
для подобных диафрагм, имевших m = 0,1; 0,3; 0,5; 0,6 и 0,7,
44
были определены значения коэффициента расхода а = 0,6269;
0,6524; 0,7112; 0,7555 и 0,8182 соответственно. Полученные цифры
хорошо соответствуют значениям а для стандартных диафрагм,
умноженным на поправочный коэффициент Лп, который взят из
рис. 18.
Диафрагмы исследовались в широком диапазоне чисел Re
от 1,2.104 до 6-105. Оказалось, что коэффициент расхода а сохра-
няет практически постоянное значение при числах, больших
Repp, которые соответствуют числам Re для стандартных диа-
фрагм, приведенных в правилах 28-64.
Возможна и другая более простая разновидность износоустой-
чивой диафрагмы 119, 20]. Вместо закругления кромки (радиусом
гк = 0,3 мм) можно снять с острой кромки фаску под углом 45°
высотою h — 0,25 мм. Коэффициенты расхода таких диафрагм
будут определяться соотношением ah = kaa0, где ас — коэф-
фициент расхода стандартной диафрагмы при соответствующем щ;
kn — поправочный множитель, приведенный на рис. 20 в зависи-
мости от h/d. Он может быть с погрешностью ±0,4 % аппроксими-
рован формулами:
fen = 0,99625 + 13,0217/i/d — 1994,03 (h/d)a ±
± 141 599 (37)
справедливой при hid < 0,002, и
ka = 1,0068 + 4,1434ЛЯ (38)
справедливой при 0,002 hid 0,016.
Значения ka получены при испытании диафрагм, имевших
различные т, которые были установлены на гладких трубах диа-
метром 50 и 100 мм.
Кроме того, диафрагмы со снятой фаской исследовались в том же
диапазоне чисел Re, что и диафрагмы с закругленной кромкой;
при этом получена та же самая зона практического постоянства
коэффициента расхода а.
Возможность широкого применения износоустойчивых диа-
фрагм со снятой фаской резко повысилась после опубликования
методических указаний РД 50-411-83. В этом документе коэффи-
циент расхода таких диафрагм, установленных в гладких трубах,
45
Таблица 3. Значения та в зависимости от D и т
для износоустойчивых диафрагм
т та при D, мм
60 75 100 125 150 200 250
0,05 0,0319 0,0315 0,0312 0,0310 0,0308 0,0306
0,06 0,0382 0,0377 0,0374 0,0372 0,0369 0,0368
0,08 0,0507 0,0501 0,0497 0,0495 0,0492 0,0490
0,10 0,0645 0,0632 0,0626 0,0622 0,0619 0,0616 0,0614
0,12- 0,0773 0,0759 0,0751 0,0747 0,0744 0,0741 0,0738
0,14 0,0902 0,0886 0,0878 0,0874 0,0870 0,0867 0,0864
0,16 0,1032 0,1015 0,1006 0,1001 0,0998 0,0994 0,0991
0,18 0,1163 0,1145 0,1136 0,1130 0,1127 0,1122 0,1120
0,20 0,1295 0,1276 0,1267 0,1261 0,1257 0,1253 0,1250
0,22 0,1430 0,1410 0,1400 0,1394 0,1390 0,1385 0,1382
0,24 0,1566 0,1545 0,1534 0,1528 0,1-524 0,1518 0,1515
0,26 0,1704 0,1682 0,1671 0,1664 0,1660 0,1654 0,1651
0,28 0,1844 0,1821 0,1810 0,1803 0,1798 0,1792 0,1788
0,30 0,1987 0,1963 0,1951 0,1944 0,1939 0,1933 0,1928
0,32 0,2132 0,2107 0,2094 0,2087 0,2082 0,2076 0,2071
0,34 0,2280 0,2254 0,2241 0,2233 0,2228 0,2222 0,2216
0,36 0,2431 0,2404 0,2391 0,2383 0,2377 0,2371 0,2364
0,38 0,2586 0,2551 0,2544 0,2536 0,2530 0,2523 0,2516
0,40 0,2744 0,2716 0,2701 0,2692 0,2687 0,2679 0,2672
0,42 0,2907 0,2877 0,2862 0,2853 0,2847 0,2839 0,2832
0,44 0,3073 0,3043 0,3027 0,3018 0,3012 0,3003 0,2995
0,46 0,3244 0,3213 0,3197 0,3187 0,3181 0,3171 0,3163
0,48 0,3420 0,3387 0,3371 0,3361 0,3354 0,3344 0,3336
0,50 0,3600 0,3566 0,3549 0,3539 0,3533 0,3522 0,3513
0,52 0,3786 0,3751 0,3734 0,3723 0,3716 0,3705 0,3696
0,54 0,3977 0,3941 0,3923 0,3912 0,3905 0,3893 0,3883
0,56 0,4173 0,4136 0,4118 0,4106 0,4099 0,4086 0,4076
0,58 0,4377 0,4338 0,4319 0,4308 0,4300 0,4286 0,4276
0,60 0,4588 0,4548 0,4528 0,4516 0,4508 0,4494 0,4483
0,62 0,4807 0,4766 0,4746 0,4733 0,4725 0,4710 0,4698
0,64 0,5036 0,4993 0,4972 0,4960 0,4951 0,4935 0,4923
иа стр. 38, предлагается определять по следующим формулам’
“д — (1,0068 + 1,03585/d) ас при 16-Cd -С 125 мм;
аЛ = (0,99626 4- 3,2554/d — 124,627/d2) а0 при d > 125 мм,
где ас — коэффициенты расхода стандартных диафрагм, взятые
по правилам 28-64.
Исходя из этих формул, для облегчения расчета износоустой-
чивых диафрагм со снятой под углом 45° фаской на глубину
0,25 мм (допуск ±0,0005d при d <325 мм и ±0,002d2 (13d — 1000)
при d > 125 мм) дана табл. 3 зависимости т от та для ряда зна-
чений D от 50 до 200 мм.
При применении износоустойчивых диафрагм в трубах не-
большого диаметра (50—200 мм) несомненно повысится точность
измерения расхода н существенно удлинятся сроки между про-
46
0,5
, (40)
верками. В результате этого сократятся работы по монтажу и
демонтажу диафрагм и затраты на их изготовление [17].
Альтернативой износоустойчивым диафрагмам в трубах ма-
лого диаметра могут быть лишь стандартные сопла, профиль ко-
торых также износоустойчив.
1.9. Поправочный множитель 8
для стандартных диафрагм и сопел
Процесс истечения газа и пара через сужающее
устройство можно считать адиабатическим. Для такого процесса
справедливо уравнение
Ра = Pi Ш1'*, (39)
где Pi н р2 — плотность вещества до и после сужающего устрой-
ства; Pi и р2 — давления до и после сужающего устройства;
х — показатель адиабаты газа или пара.
Для сужающих устройств (в том числе и для стандартного
сопла), у которых коэффициент сужения р, — 1, можно получить
выражение для множителя 8, входящего в формулы расхода (11)
и (12), посредством интегрирования уравнения (1) с учетом урав-
нения (39) и решения его совместно с уравнением неразрывности
(1 — m2) [х/(х — 1)] (Т2/х) (1 —
(1—т2'Р2/х) (Др/pj)
где ¥ = pjpi = 1 — Lp]pi.
Для стандартных диафрагм и других сужающих устройств,
у которых имеется дополнительное сужение струи, нельзя теоре-
тически определить множитель 8, так как он зависит от коэф-
фициента сужения р. Точное значение коэффициента р неизвестно.
В связи с этим для стандартных диафрагм множитель 8 определен
экспериментально. Результаты опытов хорошо аппроксимируются
формулой
8=1 — (0,41 + 0,35m2) Ар/(рхх). (41)
Эта формула (как указывается в международном стандарте 5167
и в правилах РД 50-213-80) пригодна для углового и для фланце-
вого отбора давлений. В табл. 4 приведены значения 8 для стан-
дартных диафрагм, подсчитанные по этой формуле.
Из приведенной таблицы следует, что множитель 8 сравни-
тельно мало зависит от т, но в значительной степени от отноше-
ния Ар/ръ потому что это отношение характеризует степень
изменения плотности газа или пара при прохождении через
сужающее устройство. С увеличением Ар/рх поправочный мно-
житель в все больше отклоняется от единицы. Для диафрагм
(при одинаковых Ap/pJ множитель 8 всегда больше, чем для
сопел (вследствие радиального расширения струи, приводящего
к увеличению площади ее суженной части, т. е. к увеличению
47
Таблица 4. Значение поправочного множителя в
для стандартных диафрагм
Ap/pi m
D.15 0,20 Q.3Q 0.4Q 0,50 0,55
X = 1,30
0,010 0,9968 0,9967 0,9966 0,9964 0,9962 0,9960
0,020 0,9936 0,9935 0,9931 0,9928 0,9923 0,9921
0,040 0,9871 0,9870 0,9864 0,9857 0,9847 0,9841
0,060 0,9807 0,9804 0,9796 0,9785 0,9770 0,9762
0,080 0,9743 0,9739 0,9728 0,9713 0,9694 0,9683
0,100 0,9679 0,9674 0,9660 0,9642 0,9617 0,9603
0,120 0,9614 0,9609 0,9592 0,9570 0,9541 0,9524
0,140 0,9550 0,9543 0,9525 0,9498 0,9464 0,9444
0,160 0,9486 0,9478 0,9457 0,9426 0,9388 0,9365
0,180 0,9421 0,9413 0,9389 0,9355 0,9311 0,9286
0,200 0,9357 0,9348 0,9321 0,9283 0,9235 0,9206
0,220 0,9293 0,9282 0,9253 0,9211 0,9158 0,9127
X = 1,40
0,010 0,9970 0,9970 0,9968 0,9967 0,9964 0,9963
0,020 0,9940 0,9939 0,9937 0,9933 0,9929 0,9926
0,040 0,9881 0,9879 0,9874 0,9867 0,9858 0,9853
0,060 0,9821 0,9818 0,9811 0,9800 0,9787 0,9779
0,080 0,9761 0,9758 0,9748 0,9734 0,9716 0,9705
0,100 0,9702 0,9697 0,9685 0,9667 0,9645 0,9632
0,120 0,9642 0,9637 0,9622 0,9601 0,9574 0,9558
0,140 0,9582 0,9576 0,9559 0,9534 0,9503 0,9484
0,160 0,9522 0,9515 0,9495 0,9467 0,9431 0,9410
0,180 0,9463 0,9455 0,9432 0,9401 0,9360 0,9337
0,200 0,9403 0,9394 0,9369 0,9334 0,9289 0,9263
0,220 0,9343 0,9334 0,9306 0,9268 0,9218 0,9189
коэффициента сужения р). Так, при Ap/pi = 0,05 у диафрагмы
в « 0,98, а у сопла в среднем в « 0,96. Заметим, что сравнительно
редко на практике значения в бывают меньше указанных цифр,
так как в большинстве случаев Др/рх 0,05.
1.10. Расчет диафрагм и сопел
Приводимые далее расчетные формулы (равно как
и методы расчета) справедливы для любых сужающих устройств,
н в том числе, для стандартных диафрагм и сопел, но, разумеется,
числовые значения коэффициентов расхода а и поправочных
множителей в на изменение плотности газа и пара будут раз-
личны для разных сужающих устройств.
Расчетные формулы. Учитывая, что площадь круглого отвер-
стия сужающего устройства Fo = nd2/4 и Др = рг—р2, а также
производя соответствующую подстановку в формулы расхода
48
(11) и (12), получим значения QM (кг/с) и Qo (м*/с) в виде)
См = ае-^-/2р Др;
Л гой 1/ 2 Др
Q0==ae-y-^.,
где Др измеряются в паскалях.
В большинстве технических расчетов применяют не секунд-
ный, а часовой расход. Измерять же диаметр d удобнее в милли-
метрах, а не метрах.
С учетом вышеизложенного получим следующие выражения для
(кг/ч) и Qo (мз/ч);
См = 3,9986 • 10-saecP / р Др",
Qo = 3,9986- KT’cted2 /Др7р-
Во многих случаях, исходя из еще существующих реальных
градуировок приборов давления, считают целесообразным при
расчете сужающих устройств измерять Др в кгс/м2.
При этом формулы (42) приобретают вид:
QM = 0,01252ае<Р р Др‘, (43)
Qo = 0,01252ае<Р У Др/р, (44)
где d (мм); р (кг/м3); Др (кгс/м2); QM (кг/ч); Qo (м®/ч).
Результаты измерения объемного расхода Qo обычно приво-
дят к нормальным условиям (рн = 101 325 Па или 1,0332 кгс/см2;
Тв = 293,15 К).
Обозначая через QB расход газа, приведенный к нормальным
условиям, получим
Си = QoPtT bIp-J' (45)
где k — коэффициент сжимаемости газа.
Учитывая это выражение, а также, заменяя в уравнении рас-
хода плотность р на рнРуТк/рхТ^г, где рв — плотность газа при
нормальных условиях, получим из формулы (42)
QB = 2,151 - 10-Azed2 (Р1 bp/p^ky», (46)
где р (Па) и Др (Па),
а из формулы (44)
QB == 0,2109aed2 (Р1 Др/рвЛ6)1/2> (47)
где pt (кгс/см2); Др (кгс/м2).
В обеих предыдущих формулах QH (м3/ч); d (мм); р и рк (кг/м8).
Для определения расхода QH сухой части влажного газа,
приведенной к нормальным условиям, имеем зависимость
Си = Со 1(Р1 Фрв. п пих)/Р1] (PiT'h/Pk^'i^)»
где ф — относительная влажность газа; рв, п шах — парциальное
давление водяного пара при температуре 7\ и ф = 100 %.
49
Из совместного решения этого уравнения сначала о формулой
(42), а затем с формулой (44), получим выражения!
(?и = 1,1569- lO^aed2 ^-.уд пт-?
где pt (Па); Apj (Па);
р = 2,8932- 10-3рн + фРвпти,
и ___
(?и = 3,553aed» V~ >
где рх (кгс/см2); Др (кгс/м2), а
р = 283,73Ри+ фрв п
Во всех этих формулах QB (м3/ч); d (мм); р, ри, рв. пшах (кг/м3).
Правильнее было бы перейти к измерению массового расхода
газа Q„ вместо принятого сейчас измерения объемного расхода Qo
(как это практикуется при измерении расхода пара). Приведение
объемного расхода к нормальным условиям не всегда обеспечивает
(особенно при сложении различных газов) достаточную точность
результата [12, 27].
Заметим, что во всех формулах расхода диаметр отверстия
сужающего устройства при температуре в трубопроводе опре-
деляется по формуле
d = ktdM при kt = 1 — 20), (48)
где kt — поправочный множитель на тепловое расширение ма-
териала сужающего устройства; d20 — диаметр отверстия при
20 °C; at — средний коэффициент линейного теплового расшире-
ния материала сужающего устройства (для стали 1Х18Н9Т коэф-
фициент а возрастает от 0,00166 при = 100 °C до 0,00179 при
= 500 °C).
Все приведенные в этом параграфе формулы справедливы для
любых разновидностей сужающих устройств с круглым отвер-
стием, а не только для стандартных диафрагм и сопел.
Методы расчета. Расчет сужающего устройства проводится
в целях определения диаметра d его отверстия. При этом возможны
два случая: предельный перепад давления дифманометра Аршах
задан или же его можно выбирать. В том и другом случае вначале
надо по формулам (16)—(19) определить число Рейнольдса Re
и убедиться, что оно больше того значения Remln, начиная с ко-
торого допускается применение стандартных диафрагм и сопел.
Первый тип задачи. Определить диаметр отверстия сужающего
устройства. Заданы: D, pt, tt, р, р (или v), QM шах или Qo max и Apmax.
Определить d непосредственно из любых уравнений расхода
нельзя потому, что в них кроме d неизвестен коэффициент рас-
хода а, который является функцией (d/D)2. Для газа и пара
50
имеется еще и третье неизвестное е. В связи с этим умножают
н делят правые части уравнений (42), (43) и (44) на D2. При этом
исключается из уравнений одно неизвестное cP, но вместо него
появляется другое т. Последнее является безразмерной величи-
ной так же, как и коэффициент расхода а, поэтому а и т можно
объединить. Решая эти уравнения относительно произведения та,
получим:
та = QMMeD2T/pAp;
г-, г_______ (49)
та = Qo )/p7AeD2 yf Ар.
где А = 3,9986-10-8, если Ар (Па), и А = 0,01252, если
Ар (кгс/м2).
Эти уравнения — основные и исходные при расчете всех
сужающих устройств за исключением труб Вентури, для которых
возможен непосредственный расчет по уравнениям (42) — (44),
потому что в них коэффициент истечения С имеет постоянное
значение, не зависящее от т или d. По уравнениям (49) нахо-
дят та, подставляя в них вместо Ар перепад Артлх, а вместо QM
или Qo предельное значение шкалы дифманометра, которое вы-
бирается из нормального ряда шкал (как ближайшее большее
значение из заданных QMmax или Qoraax). Для жидкостей 8=1,
а для газа и пара можно найти значение 8, которое близко к истин-
ному, по отношению Арт„/р^. Затем определяют коэффициент
расхода а как функцию произведения та. Для этого надо иметь
для каждого типа сужающего устройства или таблицы, или
кривые, или формулы, связывающие та с а. Подобные таблицы
для стандартных диафрагм, имеющих D 300 мм, подсчитаны
в соответствии с правилами РД 50-213-80 и даны в приложении.
Имея та и а находим т по формуле т = та/а.
Последнее действие можно не производить, если имеются
таблицы, кривые или формулы, связывающие та непосредственно
с т. Такие таблицы для износоустойчивых диафрагм приведены
в РД 50-411-83 и с некоторым сокращением — в данной книге
для D = 50, 75, 100, 150 и 200 мм (табл. 3).
Искомый диаметр djo определяют из выражения d20 = D y/~m/kt,
где kt — поправочный множитель на тепловое расширение су-
жающего устройства.
Зная значение т, можно для газа и пара найти уточненные
значения 8Ь (ma)x — (та) е/е,г и по (та)ъ уточненные значения a
и затем т н d.
Подставляя все полученные значения в правую часть фор-
мул (43) или (44), определяют расход QM или Qo. Если эти значения
отличаются от принятых предельных значений шкал дифмано-
метров не более чем на 0,2 %, то расчет считается правильным.
В противном случае необходимо скорректировать значение d.
Второй тип задачи. Он отличается от предыдущего только
тем, что не задан предельный перепад давления дифманометра
51
&ртах и надо выбирать его из ряда: 1; 1,6; 2,5; ...; 1600; 2500 кгс/м2
и далее из ряда 0,4; 0,63; ...; 6,3; 10,0 кгс/см2. При этом воз-
можны два варианта.
1. Задана предельно допустимая потеря давления рп. Чем
она меньше, тем меньше надо брать Аршах и тем больше будет
относительная площадь сужающего устройства т.
2. Предельно допустимая потеря рп не задана. Тогда Аршах
следует выбирать так, чтобы получить наиболее целесообразное
значение т. В большинстве случаев (для стандартных диафрагм
н сопел) выгодно иметь небольшое значение т, находящееся в пре-
делах от 0,L до 0,3. Обычно эти значения т соответствуют Аршах ,
изменяющихся в пределах от 0,16 до 0,63 кгс/см2. При этом полу-
чаем преимущества, перечисленные ниже. Увеличивается точность
измерения расхода, так как уменьшается средняя квадратическая
погрешность оа исходного коэффициента расхода; снижается
влияние на а шероховатости трубопровода и возрастает постоян-
ство а в пределах шкалы прибора, увеличивается область изме-
рения, потому что с уменьшением т существенно уменьшается
значение нижней границы числа Re, начиная от которого допу-
скается применение стандартных диафрагм и сопел; сокращается
необходимая длина прямого участка трубопровода, так как умень-
шается влияние на коэффициент расхода а деформации потока
местными сопротивлениями. Кроме того, уменьшение величины т
связано с возрастанием Аршах. В результате уменьшается постоян-
ная времени дифманометра и возрастает его быстродействие,
снижается влияние воздушных пузырей или водяных пробок
в импульсных линиях, а также нарушения равенства высот стол-
бов жидкости в них.
Несмотря на все перечисленные преимущества малых т бывают
случаи, когда необходимо их увеличивать (вплоть до самых боль-
ших допустимых значений).
Во-первых, это необходимо, когда надо максимально снизить
потерю давления. Во-вторых, при очень большой'скорости движе-
ния пара в трубах (что характерно для паропроводов высокого
давления), когда даже при самых больших Аршах получаются
значительные т. В-третьих, при измерении расхода газа или пара,
когда надо стремиться к минимуму суммы (a a + о|) [016, 8],
а при этом с возрастанием ^рт«х1Р\ увеличивается ое, иногда при
больших Apmax/Pi выгодно уменьшить это отношение путем не-
значительного увеличения т. В случае применения вычисли-
тельной техники и при учете изменения в вместе с перепадом Ар
необходимость в этом увеличении т отпадает.
Дополнительные указания по выбору оптимального значе-
ния т содержатся в работах [8, 21, 30, 311.
Для удобства определения Аршах, обеспечивающего или не-
превышение допустимой потери давления рп, или получение
желаемого т, в правилах 28-64 была разработана номограмма,
которая принята также и в правилах РД 50-213-80. Ее схема
52
представлена на рис. 21. На оси
ординат отложены значения рп, а на
оси абсцисс значение С, полученное
из уравнений (43) и (44). Эти уравне-
ния могут быть представлены в виде
та — С1(ъу/^(50)
где С = QM/0,01252D2 =
= Qo /p/0,01252D2.
На номограмме приведены на-
клонные параллельные линии, каж-
дая из которых соответствует опре-
деленному значению т, и дуги, со-
ответствующие определенным Лршах.
Если задана предельно допу-
стимая потеря давления рп, то от
этого значения рп (точка б на рис.
Рис. 21. Номограмма для опре-
деления Дршах
21) надо по горизонтали
провести линию до пересечения с вертикалью, которая начинается
от определенного по уравнению (50) значения С (точка а на
рис. 21). На пересечении горизонтали н вертикали получим
точку Ь. Если эта точка расположена между двумя дугами, то
принимают значение &рта, соответствующее нижней дуге, и на
ее пересечении с вертикалью, идущей от точки а, получают соот-
ветствующее значение т.
Если потеря давления рп не задана, то вертикаль, идущую
от точки а, продолжают до пересечения с наклонной линией вы-
бранного т, например с линией т — 0,2 (точка г на рис. 21),
и принимают значение Дршах, соответствующее ближайшей дуге
(верхней или нижней). На пересечении дуги с вертикалью от
точки а находится уточненное значение т.
Определить Дртах можно и аналитически [221 без помощи
рассмотренной номограммы.
После выбора &рт!а расчет проводят по первому типу задачи
(см. стр. 50), т. е. последовательно определяют та, а, т и d.
Изложенный метод расчета соответствует рекомендуемому как
правилами РД 50-213-80, так и правилами 28-64. Отличие этих
правил друг от друга состоит не в методике расчета, а лишь в спо-
собе определения значения коэффициента расхода а.
Если нет таблиц или кривых, связывающих значения та
со значениями а или т, то после нахождения по номограмме
(рис. 21) значения т по формулам, приведенным в правилах
РД 50-213-80, определяют соответствующее значение а, а затем
произведение та. После этого находят в процентах отклонение
Дта этого произведения от значения, определенного по фор-
муле (50). Затем изменяют значение т на величину этого отклоне-
ния, взятого с обратным знаком, с ориентировочным учетом про-
исходящего при этом изменения значения а. Для малых т —
= 0,05-4-0,25 изменением а можно пренебречь, а при больших
53
т = 0,5±0,6 это изменение можно оценить в 25—30 % от Ата.
Таким способом [161 можно довольно быстро (в одно-два прибли-
жения) получить окончательное значение произведения та, со-
ответствующее формуле (50).
1.11. Изготовление и монтаж
диафрагм и сопел
Неправильное изготовление диафрагм и сопел, бли-
зость к ним местных сопротивлений, ошибки при монтаже, де-
фекты трубопровода и дефекты, возникающие в процессе эксплуа-
тации, могут быть причиной значительных дополнительных по-
грешностей [39, 72] при измерении расхода.
Неправильное изготовление диафрагмы и сопла и несоответ-
ствие их размерам трубопровода. При создании диафрагмы или
сопла (как и любого другого сужающего устройства) прежде
всего необходимо знать, с какой точностью надо изготовлять и
измерять диаметр отверстия d. Продифференцировав уравнение
расхода по d, учитывая, что коэффициент расхода d зависит от т,
а значит, и от d, можно установить необходимую точность полу-
чения d.
В работе [14] показано после некоторых преобразований, что
Т=2(^^+')4.
Этим уравнением определяется соотношение между дополни-
тельной погрешностью измерения расхода AQ/Q и величиной
отклонения Ad действительного диаметра d отверстия сужаю-
щего устройства от его расчетного значения dp. Для стандартных
диафрагм а = а + 0,4m2 и da/dm — 0,8m, для стандартных сопел
а = a -f- 0,6m2 и da/dm = 1,2m.
На рис. 22 по уравнению (51) построены зависимости Ad/d
от m для трех значений дополнительной погрешности &QIQ.
Если ограничиться наименьшим из этих значений, то диаметр d
диафрагмы надо изготовлять и измерять с погрешностью ±0,02 %.
Такой же результат получается и для сопел ввиду того, что
значения величины (m/a) (da/dm) для обоих видов сужающих
устройств близки друг к другу. В правилах РД 50-213-80 в п. 9.17
указывается именно этот допуск (±0,02 %) на диаметр d для
диафрагм и сопел.
При изготовлении диафрагм надо обеспечить требуемую сте-
пень остроты кромки. При недостаточной ее остроте коэффициент
расхода возрастает, так же как и при увеличении толщины ци-
линдрической части диафрагмы е сверх 0,02£) [67], в зависимости
от m и тем больше, чем меньше отношение Re/m [35, 63]. Причина
возрастания — уменьшение дополнительного сужения струи и
возрастание коэффициента |Л. Увеличение толщины Е диска
диафрагмы сверх 0,05D при угловом отборе и нормальной вели-
54
Рис. 22. Зависимость AD/D и Ad/d от т для трех зна-
чений дополнительной погрешности измерения рас-
хода AQ/Q:
1 — 0,05 %; 2 ~ 0,1 %; 3 — 0,2 %
чины ее цилиндрической части е вызывает уменьшение коэффи-
циента а [35, 63] из-за уменьшения р2 в точке отбора и возра-
стания Др.
При увеличении шероховатости торцевой входной поверх-
ности диафрагмы коэффициент а возрастает [41, 601.
У камерной диафрагмы увеличение диаметра отверстий С
для отбора давлений или ширины С кольцевой щели сверх 0,03D
(при т 0,45) или сверх 0,02D (при т > 0,45) вызывает воз-
растание а. Это происходит вследствие уменьшения перепада
давления, но из опытов Витте [76] и Пфеффера [63] следует,
что это возрастание незначительно вплоть до С = 0.04D (даже
при больших т), а при т < 0,4 им можно пренебречь.
При отклонении внутреннего диаметра корпуса кольцевых
Камер DK от диаметра трубопровода D возникает погрешность
(особенно существенная, когда DK < D), что приводит к образо
ванию в трубопроводе выступающих кольцевых площадок тол-
щиною 0,5 (D—DK) и длиною В, равной ширине кольцевых камер.
В связи с этим, учитывая неточность монтажа, а также измере-
ния D, рекомендуется делать DK немного больше, чем D (на 1 %,
что рекомендуется правилами РД 50-213-80).
В работе [56] рекомендуется наибольшее допустимое значе-
ние (DK — D) определять из выражения 0,1£)/В (0,1 + 2,3m2) >-
55
(DK— D)]D. Тогда дополнительная погрешность коэффици-
ента а будет не больше ±0,2 %.
Полезно закруглять входную кромку кольцевой камеры по
радиусу, не превышающему 0,Юк.
У стандартного сопла особенно важно обеспечить цилиндрич-
ность выходной части на всей длине, равной 0,3d. Ее конусность
может дать дополнительное сужение струи и уменьшение а.
Недопустимо нарушение остроты кромок, а также появление
заусенцев на выходной кромке цилиндрической части сопла.
Необходимо обеспечить плавность профиля входной части сопла.
Все что сказано выше относительно отверстий для отбора давле-
ний и диаметра кольцевой камеры DK у диафрагм справедливо
и для сопел.
Если при расчете сужающего устройства было принято зна-
чение диаметра трубопровода Dp, которое'отличалось от его дей-
ствительного значения D, то возникнет дополнительная погреш-
ность измерения расхода AQ. Определение допустимой величины
отклонения AD = Dp—D имеет очень важное значение. Не всегда
возможно измерение действительного значения D, например,
при проектировании новых цехов и установок, когда известен
только номинальный диаметр трубопровода. А расхождение между
действительным и номинальным значениями диаметров может
доходить до 5—6 %. Из правил же 28-64 и РД 50-213-80 следует,
что расчетный Dp и действительный D диаметры должны быть
равны друг другу. Нетрудно показать, что это требование неоправ-
данно, особенно при малых значениях т, когда вполне допустимы
существенные отклонения AZ). После дифференцирования урав-
нения расхода по D (с учетом того, что а зависит от т, а значит и
от D) получим 1141 зависимость AQ/Q от &D/D в виде
AQ/Q = —2 (m/a) (da/dm) (АО/О). (52)
Учитывая, что da/dm = 0,8m (для стандартных диафрагм)
и da/dm — 1,2m (для стандартных сопел), получим уравнение для
диафрагм
AQ/Q = —1,6 (m2/a) (AD/О) (52а)
и для сопел
AQ/Q = —2,4 (m2/a) (AD/D).
На рис. 22 по уравнению (52а) построены кривые зависи-
мости &D/D от m для трех значений дополнительной погреш-
ности AQ/Q. Из рисунка следует, что при малых m допустимы
довольно значительные расхождения между расчетным Dp и
действительным D диаметрами трубопровода. Сказанное выше
справедливо для диаграмм и сопел с точечным отбором перепада
давления. При изготовлении же кольцевых камер необходимо
(как было отмечено ранее), чтобы их внутренний диаметр DK
был не менее диаметра трубопровода D.
Близость местных сопротивлений. Опыты по определению
коэффициентов расхода а стандартных диафрагм и сопел прово-
56
дились на трубах, имевших достаточно длинные прямые участки,
которые обеспечивали осесимметричность потоков. Для возмож-
ности применения полученных значений коэффициента а, опреде-
ляемых формулами (34), (35) и (36), а также приведенных в табл. 1,
необходимо иметь прямые участков труб lt и /2 до и после сужаю-
щего устройства соответственно. В противном случае местные
сопротивления (колено, вентиль и т. п.), деформирующие поток,
будут влиять на коэффициент а и создавать погрешность измере-
ния расхода. В табл. 5 приведены значения наименьших длин
lilD и l2/D по данным международного стандарта 5167.
Данные табл. 5 близки к рекомендациям правил РД 50-213-80.
Но в последних указывается, что сокращенная длина /г для
всех местных сопротивлений не должна быть менее 10D, а длина /2
вообще не подлежит сокращению.
В дополнение к табл. 5 в стандарте 5167 указывается, что
после резкого симметричного уменьшения диаметра трубы от Do
до D > 0,5Do необходимая длина IJD = 30 (15), а после гильзы
термометра l^D = 5 (3), если диаметр гильзы не больше 0,03D
и LJD — 20 (10), если диаметр гильзы находится в пределах
от 0,030 до 0,130.
Из табл. 5 следует, что с возрастанием d/O необходимые длины
прямых участков возрастают (особенно /2). В связи с этим при
Таблица 5. Наименьшие длины прямых участков труб до IJD
и после l2/D диафрагмы или сопла
d/D Длины ЩО- после местного сопротивления на входе Длины IJD после диафрагмы или сопла
Колено или тройник Несколько колен Диффузор от 0,5D до D дли- ной (1,5 -t-2) D Конфузор с 2D до D длиной (1,5ч-3)О Шаровой кла- пан, полностью открытый Задвижка, пол- ностью откры- тая
в одной плоско- сти в разных плоско- стях
0,20 10(6) 14(7) 34 (17) 16(8) 5 18(9) 12(6) 4(2)
0,25 10(6) 14(7) 34 (17) 16(8) 5 18(9) 12(6) 4(2)
0,30 10(6) 16(8) 34 (17) 16(8) 5 18(9) 12(6) 5 (2,5)
0,35 12(6) 16(8) 36 (18) 16(8) 5 18(9) 12(6) 5 (2,5)
0,40 14(7) 18 (9) 36 (18) 16(8) 5 20 (10) 12(6) 6(3)
0,45 14(7) 18(9) 38 (19) 17(9) 5 20 (10) 12 (6) 6(3)
0,50 14(7) 20 (10) 40 (20) 18(9) 6(5) 22 (11) 12(6) 6(3)
0,55 16(8) 22 (11) 44 (22) 20 (10) 8(5) 24 (12) 14 (7) 6(3)
0,60 18(9) 26 (13) 48 (24) 22 (11) 9(5) 26 (13) 14(7) 7 (3,5)
0,65 22 (11) 32 (16) 54 (27) 25 (13) Н (6) 28 (14) 16(8) 7 (3,5)
0,70 28 (14) 36 (18) 62 (31) 30 (15) 14(7) 32 (16) 20 (10) 7 (3,5)
0,75 36 (18) 42 (35) 70 (35) 38 (19) 22 (11) 36 (18) 24 (12) 8(4)
0,80 46 (23) 50 (25) 80 (40) 54 (27) 30 (15) 44 (22) 30 (15) 8(4)
Примечание. При сокращении длин IJD и IJD до значений, приве-
денных в скобках, необходимо учитывать дополнительную погрешность ± 0,8 %
от коэффициента расхода.
57
ограниченной длине прямого участка целесообразно применение
сужающих устройств с малым значением т.
Необходимая длина IJD после местных сопротивлений, соз-
дающих закругленный виЯревой поток, например после группы
колен, расположенных в разных плоскостях, может быть сокра-
щена с помощью струевыпрямителя. Последний обычно изготов-
ляется из трубок с внутренним диаметром da 0,10, располо-
женных параллельно оси трубопровода и заполняющих все его се-
чение. Число трубок должно быть не меньше 19. Длина струе-
выпрямителя должна быть не менее 20</т (по стандарту 5167)
или не менее 2D (по правилам РД 50-213-80). Расстояние от мест-
ного сопротивления до струевыпрямителя — не менее 200, а от
него до сужающего устройства — не менее 200 (при т > 0,2)
и не менее 120 (при т С 0,2).
Когда на трубе перед сужающим устройством имеются два
местных сопротивления, то между ними также необходим пря-
мой участок, длина которого 1/D зависит от вида первого по
ходу потока местного сопротивления, но не зависит от т. В пра-
вилах 50-213-80 приведена таблица значений 1/D для различных
местных сопротивлений. В большинстве случаев 1/D — 15-4-30,
но для сопротивлений, вызывающих закручивание потока, 1/D
повышается до 40—50. Если расстояние между коленами меньше
15.D, то их считают одним местным сопротивлением.
Из табл. 5 следует, что сокращение длины прямого участка
перед диафрагмой или соплом в два раза вызывает дополнитель-
ную погрешность 6а/ коэффициента расхода а, равную ±0,5 %.
В правилах РД 50-213-80 приведен ряд таблиц, в которых даны
значения 6а/ в зависимости от т при различных сокращениях
длины lt. Они охватывают все виды местных сопротивлений, при-
веденных в табл. 5, и, кроме того, несколько дополнительных
местных сопротивлений, в том числе различные типы запорных
(запорный вентиль, кран и т. п.) и регулирующих (вентиль,
клапан, заслонка) органов.
Последние при малом открытии сильно деформируют поток,
поэтому их рекомендуется устанавливать после сужающих уст-
ройств, но это не всегда возможно. Опубликованных эксперимен-
тальных данных о необходимой длине прямого участка IJD или
хотя бы о расстояниях между регулирующим органом и сужаю-
щим устройством крайне мало [72]. Это причина появления раз-
личных и весьма противоречивых рекомендаций. Так, из правил
28-64 следует, что необходимо иметь это расстояние не менее
ЮОО, а по данным же работы [62] достаточно иметь IJD в пре-
делах до 500. Согласно работе [26] стабилизация профиля ско-
ростей после регулирующего клапана заканчивается уже на рас-
стоянии 300. Чем меньше степень открытия регулирующего
органа, тем сильнее деформация потока и тем больше должна быть
длина прямого участка /JO. В правилах РД 50-213-80 наимень-
58
Рис. 23. Граничные значения поправочного множителя Ьк
к коэффициенту расхода а для диафрагм и сопел, располо-
женных на расстоянии после прямого колена
шая из рассмотренных степеней открытия равна 0,25. При этом
для регулировочного вентиля IJD > 80 (при т = 0,64) и IJD >
> 20 (при т = 0,05), для регулировочного клапана IJD > 45
(при т — 0,64) и IJD > 15 (при т — 0,05) и для регулирующей
заслонки IJD > 45 (при т = 0,64) и IJD > 25 (при т = 0,05).
В технической литературе имеются некоторые рекомендации
о знаке погрешности, возникающей при малых длинах IJD.
Так, при недостаточной длине IJD после колена [61 ] гильзы
термометра, фильтра или струевыпрямителя коэффициент рас-
хода а возрастает и, следовательно, поправочный множитель
к нему b <Z 1. На рис. 23 по данным работ [35, 68 ] приведены
кривые предельного значения множителя bR для колена с радиусом
закругления 1,51). Среднее значение множителя b — 0,5 (1 ±
+ 6К). Предельная погрешность Ьк равна ±0,5 (Ьк — 1). Если
после диффузора, конфузора или вышерасположенного сужаю-
щего устройства длина недостаточна, то знак погрешности будет
зависеть от расстояния каждого из этих местных сопротивлений
от диафрагмы или сопла. После диффузора &>1, если /г <
< (1±2) D и b < 1, если /х > (1±2) D. После конфузора b > 1,
если lt > 5D и b < 1, если /х < 5D. После выше расположенного
сужающего устройства b >> 1, если = (2±4) D и Ь < 1, если
> (2±4) D. Заострение профиля скоростей, например, при уве-
личении шероховатости трубы обусловливает значение &>1.
Вопрос о необходимых длинах прямых участков труб перед
сужающими устройствами не может считаться вполне решенным
[38]. Так, в работе [5] указывается на недостаточность этих
длин в нормах. Кроме того, согласно работе [64>], закрученный
поток влияет на коэффициент расхода у диафрагм значительно
59
сильнее, чем у сопел. Однако по существующим нормам требуются
одинаковые длины прямых участков в том н другом случае.
Имеются и другие сомнения [43] в обоснованности соответствую-
щих требований в стандарте ИСО 5167 и других нормативных
документах.
Монтаж сужающих устройств. При монтаже любого сужающего
устройства очень важно обеспечить строгую его концентричность
оси трубопровода. В Международном стандарте 5167 и правилах
РД 50-213-80 рекомендуется обеспечивать эксцентриситет ех>
т. е. смещение оси отверстия сужающего устройства относительно
оси трубопровода таким, чтобы удовлетворялось условие
еа < 0,0005D/(0,l + 2,3m)2.
Это условие трудно выполнить, если нет центрирующих вы-
точек во фланцах и возможность смещения сужающего устрой-
ства ограничивается только фланцевыми болтами. Например,
при D = 100 мм требуется, чтобы ех < 0,4 мм (при т = 0,1)
и 0,054 мм (при т — 0,6). Допустимое значение ех умень-
шается с ростом т, что свидетельствует о целесообразности при-
менения сужающих устройств с малыми т.
В стандарте 5167 и правилах РД 50-213-80 разрешается уве-
личение ех, но не более чем в десять раз по сравнению с указан-
ным выше требованием. В этом случае надо учитывать дополни-
тельную погрешность к коэффициенту расхода 6а = 0,3 %.
В работе [гл. 3; 9] также говорится о возможности десяти-
кратного увеличения ех, но при обязательном применении отбора
давлений через непрерывные кольцевые щели. При этом допу-
стимую величину ех предлагается определять по формуле ех =
= (360m2 + 110m + 5,6)-1D.
В прежних нормах (как наших, так и зарубежных) допускался
сравнительно большой эксцентриситет ех, но приведенные иссле-
дования [59, 63 ] показали необходимость его существенного
уменьшения, во избежание появления отрицательной погреш-
ности и, следовательно, увеличения коэффициента расхода а
с ростом ех. Согласно работе [63] у дисковой диафрагмы при
ех — 0,011) коэффициент а возрастал на 0,25—0,35 %, а при ех =
= 0,020 — на 0,35—1,2 % (в зависимости от расположения
мест отбора давлений). В связи с этим для обеспечения малой по-
грешности от эксцентриситета (менее 0,1 %) следует придержи-
ваться рекомендаций стандарта 5167 и правил РД 50-213-80.
Наряду с ограничениями на величину эксцентриситета не
допускается также и перекос диафрагмы или сопла в трубопро-
воде, входная торцевая плоскость которых должна быть пер-
пендикулярна к оси трубопровода. Допустимое отклонение со-
ставляет ±Г.
Значительная отрицательная погрешность измерения расхода
может возникнуть, особенно при m > 0,3, если уплотнительная
прокладка выступает внутрь трубы и уменьшает диаметр проход-
60
ного сечения последней от D до D'. Погрешность возрастает с уве-
личением расстояния от прокладки до торцевой плоскости диа-
фрагмы или сопла и с уменьшением отношения D'[D. Согласно
опытам [57, 75] при D'/D = 0,9 и т > 0,3 эта погрешность
достигала у сопла 20 %, а у диафрагмы даже 40 %. При D'/D —
= 0,95 и т < 0,3 погрешность была в пределах 2 %. Столь
значительная погрешность при больших т объясняется возраста-
нием а (вследствие роста коэффициента скорости входа Е), а у диа-
фрагм еще и вследствие уменьшения дополнительного сужения
струи и роста коэффициента р.
Надо также соблюдать требования правил относительно точек
отбора давлений рг и р2. Удаление точек отбора и р2 от плоско-
стей диафрагмы или сопла, обычно приводит к отрицательной
погрешности измерения расхода.
Требования к состоянию трубопровода. Участки трубопровода
длиною 2D, непосредственно примыкающие к сужающему устрой-
ству, должны быть цилиндрическими, с круглыми сечениями
и с гладкой внутренней поверхностью. Прямой участок длиною 2D
на входе считается круглым и цилиндрическим, если результаты
отдельных измерений диаметра на этой длине в любых поперечных
сечениях не отличаются более чем на 0,3 % от среднего диаметра
Dcp. Для определения последнего измеряют диаметр непосред-
ственно у сужающего устройства и на расстоянии 2D от него
(причем в каждом из этих сечений не менее, чем в четырех диа-
метральных направлениях) и принимают среднее арифметическое
из результатов всех измерений. Для прямого же участка длиною
2D после сужающего устройства достаточно, чтобы ни один диа-
метр, измеренный в пределах этого участка, не отличался от сред-
него диаметра на входе более, чем на ±2 % (по правилам
РД 50-213-80) и на ±3 % (по стандарту 5167). Эти допуски обеспе-
чивают не только достаточную цилиндричность и круглость, но
и гладкость обоих участков трубы, непосредственно примыкаю-
щих к сужающему устройству. Кроме того, требуется, чтобы на
внутренней поверхности входного и выходного участков трубы
(длиною по 2D) не было никаких уступов, а также заметных на-
ростов и неровностей (в частности, от заклепок и сварных швов).
К остальным участкам труб, находящимся за пределами 2D
от сужающего устройства и простирающимися до ближайших
местных сопротивлений, предъявляются иные требования. Эти
прямые участки могут состоять из отдельных секций состыкован-
ных труб и иметь внутренние уступы высотою й. Если иа входном
прямом участке h/D •< 0,003 (0,3 %), то не надо учитывать Ника-
кой дополнительной погрешности [26]. Если же 0,003 h/D •<
0,05 и h]d < 0,002 (l/'D 4- 0,4)7(0,1 4- 2,3/п2), где I — расстоя-
ние от переднего торца сужающего устройства до уступа, то к по-
грешности коэффициента а надо прибавить дополнительную по-
грешность 6а = ±0,2 %. С увеличением I допустимая высота
уступов & возрастает.
61
На выходном прямом участке допускается высота уступов
в три раза большая, чем на входном.
Для точного измерения расхода в трубах, имеющих D <
< 300 мм, надо знать степень шероховатости входного прямого
участка, так как от нее зависят острота профиля скоростей и зна-
чение коэффициента расхода. Возрастание шероховатости способ-
ствует увеличению остроты профиля и образованию отрицатель-
ной погрешности. Влияние шероховатости на а растет с увеличе-
нием т. Это — дополнительное основание для применения ма-
лых т. У сопел погрешность от шероховатости существенно
меньше, чем у диафрагм. Так, при т < 0,28 у сопел эта погреш-
ность полностью отсутствует. Поэтому в трубах, имеющих D <
< 300 мм, целесообразнее применять сопла. Дополнительные
сведения о влиянии шероховатости можно найти в работах [37,
39, 53, 711.
Дефекты, возникающие в процессе эксплуатации. Коррозия
и эрозия сужающих устройств в процессе эксплуатации могут
вызвать значительные погрешности измерений, поэтому материал,
из которого изготовляются диафрагмы и сопла, должен быть анти-
коррозийным и достаточно твердым, чтобы обеспечить их износо-
устойчивость. Но предотвратить износ и затупление входной
острой кромки не удается. Поэтому для D < 300 мм значительно
лучше применять сопла или диафрагмы, у которых кромка имеет
фаску или слегка закруглена.
Некоторые вещества (в частности, смолообразующие) могут
загрязнять сужающее устройство и быть причиной большой по-
грешности. При этом у сопла увеличиваются показания, так как
осадки и наросты уменьшают площадь его проходного отверстия.
У диафрагм показания уменьшаются, так как при загрязнении
уменьшается острота входной кромки. Предотвратить загрязне-
ние диафрагм и сопел трудно. В этих случаях следует чаще выни-
мать сужающие устройства для ревизии и замены-
Точность измерения расхода будет зависеть также от состоя-
ния трубопровода, т. е. от его загрязнения и коррозии. Оба фак-
тора приводят к увеличению шероховатости трубы и к возрастанию
коэффициента расхода а. При значительных отложениях в трубе
происходит дополнительное возрастание а из-за увеличения
скорости потока в трубе, а значит, и увеличения коэффи-
циента скорости входа. При этом необходима частая чистка
труб.
На горизонтальных линиях перед диафрагмой или соплом
могут скапливаться осадки и конденсат. Для их удаления делают
отверстие диаметром не более 0.08D, расположенное на расстоя-
нии не менее 0.5D от отверстия для отбора давлений р± или р2-
Отверстия для удаления осадков и для отбора давлений не
должны находиться в одной плоскости, проходящей через ось
трубы.
62
1.12. Погрешности измерения расхода
с помощью диафрагм и сопел
Уравнения расхода, например (42), содержат пять
множителей а, е, d2, р1/2 и Др1/2, от погрешностей которых зари-
сит погрешность измерения расхода QM или Qo. Имеются в виду
случайные погрешности перечисленных величин. Систематические
погрешности должны быть устранены или же учтены соответ-
ствующими поправками. Если были бы известны средние квадра-
тические случайные погрешности аа, аг, ad, ар и аДр, то на осно-
вании закона сложения средних погрешностей можно записать
о<2 = R + <4 + (2<М2 + (аР/2)2 + (одр /2)2]0-5. (53)
В этой формуле известны лишь аа и ав, так как значения а и е
получены путем обработки большого числа опытных данных.
Для величин d, р и Др известны лишь максимальные погрешности
однократных измерений. В этом случае делают допущение, что
максимальная погрешность однократного измерения равна пре-
дельной погрешности 6, полученной, исходя из средней квадра-
тической погрешности и принимаемой доверительной вероятности.
Раньше значение последней выбиралось равным 99,7 %. В этом
случае предельная погрешность 6 — За. Теперь ограничиваются
доверительной вероятностью в 95 %, при которой S = 2а; тогда:
od = 6d/2, ffp = 6р/2 и Одр = бдр/2, где 6d, 6Р и 6Др считаются
равными максимальным погрешностям измерений d, р и Др.
Исходя из сказанного, считают возможным определять средне-
квадратическую погрешность измерения расхода по формуле (53).
Если максимальная погрешность расходомерного дифмано-
метра приводится в процентах от максимального расхода, а не от
предельного перепада, то в уравнении (53} надо принять ау-^
вместо (одр/2)8.
Рассмотрим источники погрешностей отдельных величин, вхо-
дящих в формулу (53).
В общем случае погрешность коэффициента расхода аа надо
определять по формуле
[_,2 । _,2 । 2 ! 2 । 2 10,5
Паи “Ь °ат + а*ш + + °*Re • (54)
В формуле (54) через оаи обозначена исходная погрешность а,
которой оценивается достоверность коэффициента а, определяе-
мого по формулам (31), (34), (35) и (36). Последние получены на
относительно гладких трубах при точном определении значе-
ния т.
Согласно стандарту ИСО 5167 для диафрагм с угловым и флан-
цевыми отборами ааи = 0,3 % при т < 0,36 и аЛя — 0,5 уйп %
при т > 0,36. Для сопел аЛя = 0,4 % при т •< 0,36 и аЛя =
= (}Ап— 0,2) % при т > 0,36. В правилах РД 50-213-80 для
63
сопел авн = 0,3 % при т -< 0,25 и аИн = (V^n — 0,2) % при
т > 0,25.
Если при определении т допущена погрешность из-за не-
точного измерения значений d и D, то возникает дополнительная
погрешность оат коэффициента а, которую можно определить,
исходя из формул (51) и (52) и зная погрешности ad и aD.
Тогда!
. п т da . о т dot. _
откуда для диафрагм
+ (55)
и для сопел
Ч = + (56)
Значения аа и aD зависят от точности измерения d и D. Макси-
мальная погрешность измерения d находится в пределах от 0,02
до 0,1 %. Соответственно od будет изменяться от 0,01 до 0,05 %.
В правилах РД 50-213-80 даны ad = 0,025 4- 0,05 % и aD = 0,15 %.
При столь малых значениях ad и aD погрешностью аа можно
пренебречь при т < 0,4. Только при т = 0,64 погрешность
аат от aD = 0,15 % может достичь 0,12 %; этим значением
можно пренебречь. Но надо иметь в виду, что бывают случаи,
когда погрешность ств>0,15 %. Тогда надо учитывать соответ-
ствующую погрешность оЛт.
Если относительная шероховатость k/D трубопровода пре-
восходит пределы, до которых справедливы формулы (34) и (36),
то коэффициенты расхода диафрагм с угловым отбором и сопел
обычно умножают иа поправочный коэффициент В этом случае
при определении погрешности а надо учитывать погрешность оЙШ(
которую согласно правилам РД 50-213-80 можно определять для
диафрагм с угловым отбором по формуле
= 1,67m 4- (0,081 - 0 (66,3/2 - 33,It + 6,9)
и для сопел по формуле
= (0’109 — 1,47m 4- 4,64m2) — (0,338 — 4,55m 4- 14,9m2) /, то
где t = D/108.
Эти формулы соответствуют, некоторой средней степени шеро
ховатости труб, которая далеко не всегда соответствует реальные
условиям. В связи с этим достоверность погрешности оЬш, под-
считанной по этим формулам, невысокая. Учитывая, что поправку
на шероховатость надо вводить лишь при D < 300 мм и что эта
поправка у сопел много меньше, чем у диафрагм, лучше при
малых D применять сопла, а не диафрагмы, причем желательно
с т < 0,3.
64
Ранее было показано, что у диафрагм острая входная кромка
затупляется и это приводит к возрастанию а и к необходимости
учета поправочного коэффициента kn на притупление входной
кромки диафрагм с угловым отбором. Погрешность этого коэф-
фициента согласно правилам РД50-213-80 можно определить по
формулам:
% = —0,833m+16,7/®-7,5/+1,17 при /<0,2;
Oha = (Ю/ - 3) (0,833m -0,338) при t > 0,2,
где t = D/10®.
Достоверность погрешности аАп еще меньше, чем достовер-
ность Ойш, потому что износ кромки при эксплуатации все время
возрастает. Влияние этого износа на коэффициент а тем больше,
чем меньше d, а значит, и D. При D 300 мм поправкой ka можно
пренебречь. В трубах, имеющих D < 300 мм, надо применять или
сопла, или износоустойчивые диафрагмы с предварительно за-
тупленной кромкой.
В правилах 28-64 поправка на число Рейнольдса kRe вво-
дилась при расчете, когда число Re находится вне зоны 3 (см.
рис. 13), т. е. в пределах Remin<I Re< Re. В правилах РД 50-213-80
в формулах (34) и (36) учитывается зависимость коэффициента а
от Re и поэтому при расчете сужающего устройства нет надоб-
ности в поправке kRt. Но в пределах диапазона измерения расходо-
мера Qmax/Qmin = 3 число Re также изменяется в три раза и вместе
с ним изменяется значение коэффициента а. Если Re 10® или
m < 0,1, то изменением Re можно пренебречь. Но с уменьше-
нием Re и увеличением m изменение а становится все более зна-
чительным. Так, при m = 0,6 и при изменении Re от 10* до 3-10*
коэффициент а изменяется уже на 4,5 %. Если расходомер связан
с ЭВМ или его показания обрабатываются вычислительным
устройством, то изменение а может учитываться автоматически
и никакой погрешности от изменения числа Re не возникает.
При ручной обработке показаний можно получить правильное
значение расхода в любой точке шкалы (в пределах Qmax/Qmin = 3)
путем умножения показаний на множитель kw, который является
ношением значения а, определенного для данного расхода,
значению а, рассчитанного для Qmax по формулам (34), (35) и
д36). Так же можно поступить и при обработке суточных диаграмм,
jBHoch поправку к среднему расходу. При правильном примене-
нии множителя kRe погрешность oftRe близка к нулю (за исключе-
нием случаев обработки диаграмм со значительными колебаниями
расхода). В правилах РД 50-213-80 погрешность ahRe связывают
с погрешностью определения вязкости среды по формуле
ff*Re = (1—^Re) aii> но, как правило, погрешность ам бывает
ничтожно мала.
3 П. П. Кремлевский 65
В дополнение к формуле (54) в правилах РД 50-213-80 реко-
мендуется увеличивать значение аа, полученное по этой формуле,
при измерении расхода влажного пара на +0,6 % по сравнению
с погрешностью оа для перегретого пара, а в случае установки
сопел в трубах диаметром 30 мм D С 50 мм — на +(0,75—
0,015D) % по сравнению с погрешностью а, определенной для D =
= 50 мм.
Если длина прямого участка трубы перед сужающим устрой-
ством li находится в пределах от 0,5/1тщ до /1тщ, где /1т1п — наи-
меньшая требуемая длина (табл. 5), то в международном стандарте
рекомендуется прибавлять к предельной погрешности коэффи-
циента расхода дополнительную погрешность ±0,5 %. Это сле-
дует иметь в виду при подсчете аа по формуле (54).
Погрешность оео поправочного множителя ае при условии
точного измерения Др, pt и х согласно стандарту ИСО опреде-
ляется по формуле
Пео ^nbplpi,
где для диафрагм п — 2 при т < 0,56; п = 4 при т > 0,56 и
для сопел п = 1.
С учетом же погрешностей стДр, оР1 и ах в правилах РД 50-213-80
приводится следующая формула для определения ае у диафрагм
с угловым и фланцевым отбором давлений:
°е — [(1 — в)/е] [одр + Ор, + Ох]0,8 + Обо-
значение е меняется вместе с изменением Др и, следовательно,
показания е на шкале расходомера будут возрастать от начала
к концу шкалы.
Если с расходомером связаны или ЭВМ, или вычислительное
устройство, то изменение е может быть учтено. Сложнее опреде-
лить е при ручной обработке результатов измерения. В связи
с этим в правилах 28-64 рекомендуется определять а8о для сред-
него отношения Дрср/pi, которое соответствует среднему расходу,
например 2/3Qmax, а отклонение е от еср на краях шкалы учиты-
вать как дополнительную погрешность
Og — 50 (®ср е)/в.
В этом случае суммарная погрешность ое = [о|0 + (оё)8!0,5.
Величина аё обычно существенно больше величины а8„. В пра-
вилах РД 50-213-80 не даны указания по учету оё- Некоторые
рекомендации по учету а8 содержатся в работе [30].
Погрешность обычно весьма мала и в правилах РД 50-213-80
и 28-64 ею пренебрегают. Это справедливо, если предельная по-
грешность измерения d. не превышает (0,05-4-0,1) %.
Значение погрешности ар существенно зависит от вида изме-
ряемого вещества.
Для жидкости существует зависимость
Р = Ри 11 — ₽ (t — *н)]>
66
где рн — плотность жидкости при tB (обычно tB — 20 °C); 0 —
средний коэффициент объемного расширения жидкости в интер-
вале' температур от tB до t.
В соответствии с этим уравнением получим формулу для опре-
деления ор (%):
Г/ Арн V । (t-/н)2 (Л₽)2 4- ₽2 (ДОа]0.5
ар - L V7T) + [!-₽(/-/и)]2 J ’
где Дрн, Д0, Д^ — максимальные абсолютные погрешности ве-
личин рн, 0 и t.
При измерении расхода пара плотность его определяется по
таблицам в зависимости от давления и температуры. В этом случае
погрешность ар выражается уравнением
0р = (брт/4 + Ор + о?) °’5,
где 6рт — максимальная относительная погрешность табличного
значения плотности; ор — 50 &р!р\ ot = 50 At/t (причем Др и
Д/ — максимальные абсолютные погрешности измерения р и t
соответственно).
Для сухого газа имеем
0р = IОри/4 + Op + ат + ок\ ,
где брн — максимальная относительная погрешность табличного
значения плотности при нормальном состоянии; ор и от — см.
выше; ок — погрешность коэффициента сжимаемости.
Для метана ок = 0,25 %. Для природных газов ок в пределах
температур от —25 до +80 °C и при изменении давлений от 0
до 8 МПа согласно правилам РД 50-213-80 можно определять
по формуле
Ok = ^(1 — k) (<Тр + 16<Тт + 4<Грн + 0,04стдга + 0,03(Тлг j + o*Tj0’5»
где Олга и On — погрешности определения молярной концентра-
ции азота и углекислого газа соответственно; а*т = 0,25 % —
погрешность табличных значений коэффициента сжимаемости.
Плотность влажного газа зависим от относительной его влаж-
ности ф и, кроме того, от наибольших возможных значений давле-
ния Рв. п max И ПЛОТНОСТИ рв. п max ВОДЯНОГО Пара ВО ВЛЯЖНОМ
газе при данной температуре t и давлении р.
В Правилах РД 50-213-80 учитывается влажность газа с по-
мощью коэффициента коррекции = (р — Фрв. птах)/р> по-
грешность которого о^ определяется по формуле
% = [(! ~ ^ф) (*Ф + ffPB. птах + °р)/ ^₽]0,5’
3*
67
где Оф, Прв nmax и ар — погрешности определения <р, рв птах и р.
При этом общая погрешность измерения плотности влажного
пара выражается зависимостью
„ (я2 /л I ~2 I ~2 I ~2 I ~2 \0,5
стр = (^рн / 4 4~ + °т + + <т*фJ •
Погрешность измерения перепада давления Др или, иначе
говоря, погрешность дифманометра будет определяться разными
формулами, которые зависят от того, отнесен ли класс точности X
дифманометра (т. е. основная погрешность показаний прибора
в процентах) к верхнему пределу измерения разности давлений
5Др или же к верхнему пределу измерения расхода SQ. Эти фор-
мулы имеют вид:
Пар = 0,5Sap Дрпр/Ap и = 0,5SQQnp/Q.
Согласно ГОСТ 18140—84 дифманометры, предназначенные
для работы в комплекте с сужающими устройствами, имеют класс
Sq, отнесенный к верхнему пределу измерения расхода. Обычно
SQ = (0,54-1,5) %.
Для регистрирующих дифманометров к погрешности
или Стр надо прибавить по квадратичному закону погрешность
хода диаграммы и приведенную погрешность планиметра.
Оценим вероятное значение среднеквадратической погреш-
ности измерения расхода aQ, исходя из рассмотренных отдельных
ее составляющих.
В тех случаях, когда не требуется вносить поправки на шеро-
ховатость трубопровода и притупление входной кромки диа-
фрагмы, получим: для жидкостей aQ = (0,44-1) % и для газов
Oq = (0,54-1,5) % При доверительной вероятности 95 % пре-
дельные погрешности измерения расхода будут: для жидкостей
6q = (0,84-2) %, для газов 6Q = (14-3) %. Эти значения могут
существенно возрасти при малых D и больших т, а также, когда
параметры газов и особенно их смесей (в частности коэффициент
сжимаемости) измерены с повышенной погрешностью Особенно
большого значения погрешность 6Q может достигать, если не
будет учитываться отклонение плотности измеряемого вещества
от условий, принятых при градуировке. Подробнее оценка по-
грешностей рассмотрена в работах [9, 11].
Глава 2. РАСХОДОМЕРНЫЕ ТРУБЫ
2.1. Стандартные расходомерные трубы
Расходомерными трубами называются сужающие
устройства, на выходе которых после наименьшего сечения трубы
имеется постепенно расширяющаяся проточная часть, обычно
выполненная в виде расходящегося конуса — диффузора. В связи
68
Рис 24 Зависимость потери давления (Д—63)/Др от т для различных сужаю-
щих устройств'
1 — стандартная диафрагма, 2 — двойная диафрагма, 3 — стандартное сопло, 4 —
укороченные сопло Вентури или труба Вентури, 5 — труба Вентури илн сопло Вентури,
б — труба Далла
Рис 25. Труба Вентури, а — схема и основные размеры, б — изменение да-
вления у стенкн трубы
с этим в расходомерных трубах нет мертвых зон на выходе, в ко-
торых у диафрагм и сопел в результате вихреобразования проис-
ходит потеря энергии (особенно большая при малых значениях т).
Поэтому у расходомерных труб потеря давления (рис. 24) в не-
сколько раз меньше, чем в остальных сужающих устройствах.
Это — их основное достоинство.
В соответствии со стандартом ИСО 5167 и правилами
РД 50-213-80 к стандартным расходомерным трубам относятся
труба Вентури и сопло Вентури.
Труба Вентури. Эта труба — одно из старейших сужающих
устройств — была предложена Гершелем в конце XIX века.
Она состоит (рис. 25) из входной цилиндрической части, имеющей
диаметр D и длину I — D', конуса (конфузора), сходящегося под
углом 21 ± 1°, длиною 2,7 (D — d)‘, цилиндрического горла,
длина которого равна его диаметру d, и расходящегося под углом
конуса (диффузора). Согласно стандарту ИСО 5167 угол <р может
быть в пределах 7—15°. Потеря давления Uplрг у труб Вентури —
в пределах от 5 до 20 %.
Стандартом ИСО 5167 допускается также применение укоро-
ченных труб Вентури, у которых выходной диаметр диффузора
меньше, чем диаметр трубопровода D. В ГОСТ 23720—79* пред-
лагается выбирать угол <р = 74-8° для обычных труб Вентури и
Ф = 14-4-16° — для укороченных; длина диффузора у последних
69
должна быть (0,7ч-1)£). Потеря давления у укороченных труб
Вентури немного больше (рис. 24).
В зависимости от конструктивного исполнения существуют три
разновидности труб Вентури: тип А — стальные сварные из листо-
вого материала, тип Б — литые и тип В — с обработанным вход-
ным патрубком и входным конусом. Горловины у всех разновид-
ностей труб Вентури должны быть обработаны. Параметр ее шеро-
ховатости Ra должен быть не более 10"6d. Для проверки ци-
линдричности горловины следует измерять ее диаметр в трех
сечениях: в начале и в конце горловины и в плоскости отверстий
для отбора давлений, причем в каждом сечении не менее чем в че-
тырех равноотстоящих диаметральных направлениях. Ни один
из измеренных диаметров не должен согласно стандарту ИСО 5167
отличаться от среднего значения более чем на ±0,1 %.
В ГОСТ 23720—79* принят также допуск ±0,1 % на отклонение
среднего значения d от расчетного, а по правилам РД 50-213-80
предельная погрешность измерения d должна составлять 0,1 %.
Число отверстий для отбора каждого из давлений и р2 должно
быть не менее четырех. Диаметр отверстий 6 должен быть в пре-
делах 4 < 6 < 15 мм и, кроме того, не превышать 0,lD для отбора
Pt и 0,13d для отбора р2.
Внутренний диаметр входного патрубка может отличаться от
диаметра трубопровода D не более чем на 0,01D. Начальный
диаметр диффузора должен быть равен 1,006с/. Допускается изго-
товление труб Вентури из нескольких узлов, сочлененных разъем-
ными соединениями (ГОСТ 23720—79*) После сборки радиальные
смещения отдельных частей не должны превышать 0,001D
(0,001d). Не допускаются наличие уступов против потока.
В табл. 6 приведены согласно ГОСТ 23720—79* характери-
стики труб Вентури.
Таблица б. Характеристики труб Вентури
Характеристика Тип трубы Вентури
А Б в
Допустимые т Диаметры D, мм Радиусы закругления* Rt, Rt Условное давление, МПа Параметр шероховато- сти Ra для входных патрубка и конуса 0,15—0,5 200—1400 = я,=о 1,6 <5-10-*/? 0,1- 100—800 Ri= (1,35-5-1,6) О, Rt ~ (3,6-т-5) d, /?а= lOd 2,5 »C10-«D -0,6 50—250 Я1 < 0,250, Rt — Re 0,25d (но лучше Rx = — Rt — Rt — O) 4,0 <10-6d
Примечание D — диаметр входного патрубка; d — диаметр горла
трубы Вентури
70
Допускается увеличение верхнего предела D для труб типа Б
до 1000 мм и для труб типа В до 500 мм, а также изготовление
труб Вентури для других давлений.
Заметим, что при большой скорости воды в горловине и R2 <
< 3,6d в литых трубах была обнаружена [26] кавитация, сужав-
шая сечение потока и вызывавшая увеличение измеряемого пере-
пада давления.
В отличие от всех остальных сужающих устройств у труб
Вентури коэффициент истечения С не зависит от т Это упрощает
их расчет, позволяя определять диаметр d непосредственно по
формуле расхода и не прибегая к нахождению произведения та.
Кроме того, это позволяет вместо таблицы значений коэффи-
циента а в зависимости от т иметь лишь одну цифру — значение
коэффициента С для данного типа трубы Вентури. Постоянство С
у труб Вентури обусловлено постоянством угла (21°) входного
конуса. Его длина уменьшается с уменьшением т. При этом умень-
шается поверхность трения в нем, а срыв струи происходит при
скоростях, близких к с2 (независимо от значения т). Это способ-
ствует сохранению постоянства коэффициента сопротивления В,
который у сопел и сопел Вентури уменьшается с увеличением иг.
Коэффициент истечения С зависит от степени шероховатости
входного конуса. Если последний обработан (тип В), то С =
= 0,995 при Re 2-105, а у сварных и литых труб (тип А и В)
С = 0,985 и 0,984 соответственно (при Re > 2-105). При Re <
< 2-105 коэффициент С уменьшается, что следует из табл. 7,
взятой из ГОСТ 23720—79*, в которой лишь исправлены значе-
ния ас в соответствии с ИСО 5167.
Т а б л и ц а 7 Значение коэффициента истечения С
и погрешности ас для труб Вентури
Тип трубы Диапазон чисел Рейнольдса Rep Коэффициент С Средняя квадра- тическая погреш- ность коэффициен- та С, %
А 1-10‘—2-10* 2-10*—2-10’ Больше 2-10’ 0,98 0,985 0,985 1,25 0,75 1,0
Б 1-10»—1,5-10* 1,5-10*—2-10» 2-10»—2-10’ Больше 2-10’ 0,976 0,982 0,984 0,984 1,25 0,5 0,35 0,5
В 0,977 0,992 0,995 0,995 1,25 0,75 0,5 0,75
71
Таблица 8. Наименьшие длины IjD и l2/D прямых участков
до и после трубы Вентури (по ГОСТ 23720—79*)
т h/D IJD
Колено или тройинк Два и бо лее колен Сужение от 3D до D на длине 3,50 Расши- рение от 0,750 до О на длине О Задвиж- ка пол- ностью открыта
в одной плоско- сти в разных плоско- стях
0,15 3(1,5) 7(3,5) 17(8) 0,5 7 (3,5) 2,5 (1,5) 6(3)
0,20 5 (2,5) 9(4) 19(9) 1 (0,5) 8.5 (4) 3,5 (1,5) 6(3)
0,25 6(3) 10(5) 21 (И) 1,5 (0,5) 9 (4,5) 3,5 (1,5) 6,5 (3,3)
0,30 7 (3,5) 12(6) 23 (13) 2(1) Ю(5) 4,5 (2,5) 6,5 (3,3)
0,35 8,5 (4) 13(7) 25 (14) 2.5 (1) 11 (5,5) 4,5 (2,5) 7 (3,5)
0,40 П (5) 15 (8) 28 (17) 3(1.5) 13(7) 4,5 (2,5) 7 (3,5)
0,50 14(8) 20 (12) 33 (21) 7(3) 15 (8) 5,5 (3,5) 7,5 (3,8)
0,60 20 (13) 25 (15) 38 (26) 12(5) 20 (10) 6 (4,0) 8(4)
Примечания: 1. При длинах» указанных в скобках, надо учитывать
дополнительную чогрешиость ±0,5%, прибавляемую к погрешности коэффи-
циента расхода а или истечения С. 2. Длины lt и 19 отсчитываются от плоскости,
проходящей через оси отверстий для отбора pt.
Область применения труб Вентури, в которой они имеют наи-
меньшую погрешность ас, простирается от Re = 2- 10s до Re =
= 2-10®.
Были проведены исследования влияния шероховатости вход-
ного конуса на коэффициент С [21, 27, 301, а также радиусов
и R2 на зависимость С от Re. Увеличение шероховатости по-
верхности конуса, например вследствие коррозии, заметно умень-
шает С. Это свидетельствует о необходимости изготовления вход-
ного конуса (особенно у труб типа В) из материала, хорошо сопро-
тивляющегося коррозии и эрозии.
Второе достоинство труб Вентури (помимо малой потери давле-
ния) — меньшая чувствительность, чем у всех других сужающих
устройств к деформации потока, что обусловлено действием вход-
ного конуса, выравнивающего поле скоростей потока [10, 15].
В результате (табл. 8) у труб Вентури допускаются существенно
меньшие длины IJD прямых участков, чем у остальных сужаю-
щих устройств.
Международным стандартом 5167 допускаются еще меньшие
значения длин прямых участков, чем это следует из табл. 8 (см.
работу [013]), особенно после одного или двух колен, лежащих
в одной плоскости. Так, при увеличении т от 0,15 до 0,60, со-
гласно стандарту 5167, длина 1-JD возрастает лишь от 0,5 до 4,5
(вместо 3—20 по табл. 8). Основано это на результатах соответ-
ствующих опытов [10]. Другие опыты показали, что даже очень
значительное изменение степени заостренности входного осе-
симметричного профиля скоростей, при котором отношение сред-
ней скорости к скорости в центре изменялось от 0,96 до 0,8, ко-
эффициент истечения С у трубы Вентури, имевшей d/D = 0,667,
72
Рис. 26. Сопло Вентури: а — схема и основ-
ные размеры; б — изменение давления
возрастал от 0,984 до 0,989,
т. е. только на 0,5 %.
Трубы Вентури при хо-
рошем качестве изгото-
вления надежно служат
в течение длительного
времени. Для более ши-
рокого их применения,
что весьма существенно
для экономии энергоре-
сурсов, важно было бы
решить вопрос о нормали-
зации их типоразмеров и
организации их произ-
водства [3, 41. В связи
с этим в ГОСТ 23720—79*
рекомендуется для всех труб Вентури ограничиться лишь двумя
значениями т та 0,2 и т « 0,4. Если же придерживаться точ-
ных значений т = 0,2 и т = 0,4, то отклонение верхних пре-
делов измерения от стандартных будет находиться в пределах
лишь 1—1,5 %.
Сопла Вентури. Эти сопла — вторая разновидность стандарти-
зованной расходомерной трубы. Входная ее часть (рис. 26) соот-
ветствует профилю стандартного сопла с несколько удлиненным
цилиндрическим горлом [/ = (0,7-^0,75) d вместо 0,3d у сопла].
На выходе имеется диффузор с углом <р, изменяющимся в пределах
от 5 до 30°. Наиболее целесообразно иметь <р = 12-т-16°. При
больших углах помимо возрастания потери давления возможны
отрыв потока от стенок, возникновение неустойчивого движения
и пульсации измеряемого перепада давления. При меньших
углах длина сопла Вентури возрастает и, кроме того, также
происходит увеличение потери давления [9]. Отбор давления рг
производится непосредственно перед входной торцевой плоскостью
или (при d > 2/30) перед самым началом сопла Вентури. Давле-
ние р2 отбирается, согласно стандарту ИСО 5167, через несколько
отверстий (не менее четырех) в плоскости на расстоянии 0,3d
от начала и 0,4—0,45d от конца цилиндрической части. Ранее
принимали последнюю длину равной 0,2—0,4d, но эксперимен-
тально [6, 8] была установлена необходимость ее увеличения
до 0,4—0,45d. Диаметр отверстий для отбора р2 должен быть не
менее 3 мм и не более 0,13d. Параметр шероховатости Ra внутрен-
ней поверхности сопел Вентури, согласно стандарту ИСО 5167,
должен быть не более l,5-10~4d.
Допускается также применение укороченных сопел Вентури
со срезанным диффузором. Они имеют небольшую осевую длину,
обычно равную (1-?2) D. Разработан [018, 3] ряд конструкций
укороченных сопел Вентури, различающихся числом отдельных
частей, способами их уплотнений, степенью легкости сборки и
73
Таблица 9. Значения коэффициентов истечения С и расхода а
для сопел Веитури
т* т с а т* т с а
0,01 0,1 0,9847 0,9897 0,19 0,4359 0,9555 1,0617
0,02 0,1414 0,9834 0,9934 0,20 0,4472 0,9537 1,0663
0,03 0,1732 0,9820 0,9971 0,21 0,4583 0,9519 1,0710
0,04 0,2000 0,9806 1,0008 0,22 0,4690 0,9501 1,0758
0,05 0,2236 0,9791 1,0045 0,23 0,4796 0,9483 1,0807
0,06 0,2449 0,9775 1,0082 0,24 0,4899 0,9464 1,0857
0,07 0,2646 0,9760 1,0120 0,25 0,5000 0,9446 1,0907
0,08 0,2828 0,9744 1,0158 0,26 0,5099 0,9427 1,0959
0,09 0,3000 0,9727 1,0197 0,27 0,5196 0,9409 1,1012
0,10 0,3162 0,9711 1,0236 0,28 0,5292 0,9390 1,1066
0,11 0,3317 0,9694 1,0276 0,29 0,5385 0,9371 1,1121
0,12 0,3464 0,9678 1,0316 0,30 0,5477 0,9352 1,1178
0,13 0,3606 0,9661 1,0357 0,31 0,5568 0,9333 1,1236
0,14 0,3742 0,9643 1,0399 0,32 0,5657 0,9314 1,1295
0,15 0,3873 0,9626 1,0441 0,33 0,5745 0,9295 1,1356
0,16 0,4000 0,9609 1,0483 0,34 0,5831 0,9276 1,1418
0,17 0,4123 0,9591 1,0527 0,35 0,5916 0,9256 1,1481
0,18 0,4243 0,9573 1,0572 0,36 0,6000 0,9218 1,1546
монтажа, а также доступности чистки камер отбора давлений.
При измерении расхода пульп и других веществ, обладающих аб-
разивными свойствами, горло сопла Вентури (для возможности
его смены) целесообразно изготовлять отдельно от диффузора.
Исследования [14] показали, что начальный диаметр последнего
может превосходить диаметр горла вплоть до 2 %, но не наоборот.
Согласно стандарту ИСО 5167 коэффициент истечения С сопла
Вентури следует определять по формуле
С = 0,9858 — 0,196m2-25. (57)
Значения коэффициентов истечения С и расхода а, определен-
ные с помощью этой формулы, приведены в табл. 9.
Формула (57) справедлива при d > 5,0; 65 мм D 500 мм;
0,316 <1 d/D 0,775; 1,5 105 Re 2-10® и при относительной
шероховатости трубопровода k/D, не выходящей за пределы,
близкие к приведенным ранее (см. стр. 38).
Значения коэффициентов расхода для сопел Вентури и для
стандартных сопел несколько отличаются друг от друга, так как
отбор давления р2 у них производится в разных местах. По пра-
вилам РД 50-213-80 считается возможным определять а для
сопел Вентури по той же формуле, что и для стандартных сопел.
Погрешность аа коэффициента расхода а у сопел Вентури,
согласно стандарту ИСО, определяется формулой
оа = 0,6 + 0,75т2.
Поправочный множитель е для сопел Вентури тот же, что и для
стандартных сопел.
74
Погрешность ае множителя е (при условии точного измерения
Др, р! и %) равна 2Др/pt (%).
Потеря давления у сопел Вентури при <р 15° близка к потере
давления у труб Вентури, но погрешность аа у них больше и
возрастает с увеличением т. Осевая длина их меньше, чем у труб
Вентури, но последние применимы до D = 1200-4-1400 мм, в то
время как у сопел Вентури коэффициент а известен только до
D = 500 мм. Дальнейшие исследования позволят повысить этот
предел, причем нет оснований полагать, что при D > 500 мм
значения а будут изменяться. Но расширение области применения
сопел Вентури за пределы Re >2-10® едва ли будет возможно,
так как проведенные опыты [11] свидетельствуют о резком воз-
растании а при больших числах Re.
2.2. Расходомерные трубы с особо малой
относительной потерей давления
Наряду со стандартными имеются расходомерные
трубы, отличающиеся очень малой относительной потерей давле-
ния (Ар — 63)/Ар и одновременно небольшой длиной в осевом
направлении. Это достигается не за счет уменьшения самой по-
тери давления (Др — S3), которая близка к потере в стандартных
расходомерных трубах, а за счет увеличения перепада давления Др
при одной и той же величине d/D. Значение давления рг повы-
шается от удара струи о торцевую плоскость или о крутой входной
профиль сужающего устройства, а давление р2 значительно по-
нижается вследствие отрыва струи от стенки в горле трубы.
К таким расходомерным трубам относятся: труба Далла, труба
Хупера и сдвоенное сопло Вентури. Наибольшее распространение
из них получила труба Далла. У всех у них отсутствует цилиндри-
ческое горло и имеется очень короткий диффузор.
Труба Далла. В цилиндрическом кожухе (рис. 27) помещены
два конуса: входной — конфузор с углом 40° и выходной — диффу-
зор с углом 15°. Между ними имеется узкая кольцевая щель, через
которую давление р2 передается в усредняющую камеру. На на-
ружных концах оба конуса образуют торцевые площадки.
В крутом месте перехода от конфузора к диффузору возникает
отрыв струи от стенки, что вызывает
отбираемого давления р2 и соответ-
ственное увеличение измеряемого
перепада. Кроме того, последний
немного возрастает и от удара струи
в кольцевую торцевую площадку
конфузора, в котором отбирается
давление рг. В результате измеря-
емый перепад давления у трубы
Далла примерно в два раза боль-
ше, чем у трубы Вентури (при
значительное уменьшение
2D
Рис. 27. Труба Далла
75
Рис. 28. Сдвоенное сопло Вентури: а —
схема и основные размеры; б — измене-
ние давления
одинаковых отношениях т).
Величины же потери давле-
ния (Др — 63) у трубы
Далла и трубы Вентури почти
одинаковы, поэтому относи-
тельная потеря давления
(Др — 68)/Дрг у трубы Далла
в среднем в два раза меньше,
чем у трубы Вентури. Не-
большая потеря давления,
а также меньшая длина
трубы Далла, равная 2D, —
существенные ее достоинства.
Но для труб Далла требует-
ся большая длина прямого
участка трубопровода не
только по сравнению с тру-
бами Вентури, но даже с диафрагмами и соплами. Кроме того,
они применимы лишь при сравнительно больших числах Re.
Вследствие отрыва струи в зоне отбора р2 происходит допол-
нительное сужение струи, что является причиной нарушения
постоянства коэффициентов С и а при числах Re < 3,5-105.
При малых Re коэффициенты С и а начинают возрастать в связи
с уменьшением отрыва струи и ее дополнительного сужения.
Надо отметить, что не все исследования [51 труб Далла дают
одинаковые результаты.
В качестве модификации трубы Далла фирма «Кент» {Kent,
Англия) выпускает [12] также и диафрагмы Далла для D =
= 1504-600 мм. Они имеют фланец (для укрепления между флан-
цами трубопровода) и благодаря укороченному диффузору очень
малую общую длину, равную 0,3D. Относительная потеря давле-
ния у них больше, чем у труб Далла, и приблизительно равна 20 %.
Трубы Хупера. Входная часть трубы Хупера очерчена дугой,
имеющей радиус R = d/З, который плавно переходит в выходной
конус — диффузор с углом <р = 74-10°. При исследовании [201
такой трубы, имевшей d/D = 0,782, была установлена очень
малая величина относительной потери давления (порядка 2—
2,5 %) при одновременно весьма малой длине L трубы (L =
= 1.5D при ф = 7° и L = D при ф — 10°). С уменьшением d/D
потеря давления возрастала и при d/D ~ 0,5 достигала 5—6 %.
Значения потерь давления в трубах Купера и Далла близки друг
другу. У последней эти потери целиком определяются увеличением
измеряемого перепада давления, который происходит из-за срыва
струи с входного закругления с соответствующими уменьшениями
Pi и частично из-за удара струи на входе и возрастания pt.
Трубы Хупера имеют относительно небольшой диапазон чисел
Re, в пределах которого сохраняется постоянство коэффициентов С
и а. Этот диапазон зависит от d/D и составляет 106—6-10® при
76
d/D — 0,456 и 1,8-10*—7,5-Ю5 при d/D = 0,784. Кроме того, на
этот диапазон влияет и величина радиуса R входного профиля.
Не вполне ясен вопрос о необходимой длине прямого участка
трубопровода перед трубой Купера. В одних работах [151
требуются значительные длины, а в других — намного мень-
шие.
Сдвоенное сопло Вентури. Профиль сдвоенного сопла Вентури
и кривая изменения давления в нем приведены на рис. 28, а уст-
ройство сопла для D = 1004-250 мм показано на рис. 29, а и
для D = 3004-1200 мм — на рис. 29, б.
В начале имеется небольшой цилиндрический участок, диа-
метр которого равен диаметру трубопровода. После него следует
первое сопло с профилем, соответствующим профилю стандарт-
ного сопла, с выходным диаметром dj. Затем расположено второе
сопло, имеющее профиль сопла четверть круга (радиус круга г),
который плавно сопрягается с коротким выходным диффузором.
Диаметр диффузора на выходе меньше диаметра трубопровода.
Горло второго сопла имеет диаметр d = dx — 2г. Давление
отбирается перед входом в первое сопло, а давление рг — в горле
второго сопла (или немного ранее) с помощью кольцевой щели или
нескольких отверстий, соединенных с кольцевой камерой. Таким
образом, в рассматриваемом устройстве происходит последова-
тельно двойное сужение потока.
С ростом т коэффициент истечения С сдвоенного сопла, раз-
работанного фирмой «Бопп—Рейтер» (Ворр—Reuter), уменьшается,
a Remin возрастает [22, 28]. Так, для т = 0,1; 0,225; 0,35; 0,475;
0,6 имеем С — 0,681; 0,640; 0,617; 0,625; 0,574 и Remln = 105;
2,5-105; 3-105; 3,5-105; 4-105 соответственно. Достоинство сдвоен-
ных сопел — компактность [длина = (14-1,5) D1 и допустимость
меньшей длины прямых участков трубопровода по сравнению
с трубами Далла и Хупера [15, 27]. Недостаток — сложность
изготовления и большая потеря давления, чем у труб Далла
и Хупера.
Рис. 29. Устройство сдвоенного сопла Вентури: а —
при D = 1004-250 мм; б —при D — 3004-1200 мм
77
2.3. Расходомерные трубы особого профиля
К таким трубам относят разновидности труб Вентури
и сопел Вентури, профили которых отличаются от профилей стан-
дартных труб и сопел Вентури. Одни из них предназначены для
особых случаев измерения расхода, а другие имеют сокращенную
длину или же более простой способ изготовления.
Различные модификации труб Вентури. Имеются два варианта
модификации труб Вентури. В первом из них стремятся сохранить
принятые соотношения размеров труб Вентури и углы конфузора
и диффузора, но приспособить сужающее устройство для особых
случаев применения.
Так, для измерения расхода загрязненных веществ и много-
фазных потоков, в том числе сточных вод и гидросмесей (пульп),
разработана труба Вентури с эксцентрично расположенной гор-
ловиной. Последняя смещена вниз от горизонтальной оси трубо-
провода, чтобы обеспечить удобный проход измеряемого вещества.
Для измерения расхода в каналах прямоугольного сечения
предложены и находят применение трубы Вентури, имеющие
также прямоугольное сечение.
Во втором варианте модификации меняют профиль трубы Вен-
тури, например, с целью сокращения ее общей длины. Примером
подобной модификации может служить сужающее устройство,
предложенное Халми [17, 18] и названное им универсальной тру-
бой Вентури. У стандартной трубы Вентури конфузор, имеющий
угол 21°, получается длинным, особенно при малых значениях т,
близких по длине к диффузору. Халми предложил заменить такой
конфузор двумя более короткими конусами, первый из которых
очень короткий и крутой с углом 80°, а второй — длиною d/2
с углом 14°. Длина цилиндрического горла сокращена до d/2.
Среднее значение коэффициента истечения С = 0,9797 получено
в результате испытания более 50 подобных труб, имевших d/D
от 0,2 до 0,75, в области чисел Re от 8-10* до 4,5-10®. Коэффи-
циент С оказался независимым от т (как у стандартных труб Вен-
тури). Если для трубы Холми (так же, как и для трубы Вентури)
не требуется большая длина прямых участков трубопроводов,
то ее целесообразно применять там, где не хватает места для
трубы Вентури с длинным конфузором, что чаще всего имеет
место в трубопроводах большого диаметра. Из-за трудности опыт-
ной градуировки нестандартных труб Вентури при больших рас-
ходах разработан метод их теоретической градуировки [25],
результаты которого хорошо совпадают с опытной проверкой.
Для трубопроводов диаметром менее 25 мм предложена [311
расходомерная труба, имеющая совершенно одинаковые конфу-
зоры и диффузор с центральными углами 82°, между которыми рас-
положено цилиндрическое горло длиною 2,5d. Отношение d/D
рекомендуется в пределах от 0,1 до 0,4. Достоинства конструкции:
простота изготовления, износоустойчивость (по сравнению с диа-
78
фрагмой), невозможность не-
правильной установки при
монтаже. Однако потеря да-
вления у подобной трубы не
только значительно больше,
чем у других расходомерных
труб, но даже больше, чем
у стандартного сопла (и лишь
немного меньше, чем у диа-
фрагмы).
Различные модификации
сопел Вентури. Для контроля
системы охлаждения обмоток
статоров мощных генерато-
ров были разработаны и изго-
товлены [2] сопла Вентури,
у которых входная часть вы-
полнена как у сопел четверть
круга. После входной части
расположено цилиндрическое
горло, длина которого —
5,6 мм — равна его диа-
метру, а затем диффузор. Эти
сопла предназначены для
работы в трубах с D = 15 мм
в
Рис 30. Трубы с обтекаемым телом «Вен-
тури», расположенным: айв — коицен-
трично оси трубы (с кольцевым проход-
ным отверстием); б — эксцентрично оси
трубы (с сегментообразиым проходным
отверстием)
области чисел Re от 6 • 103 до 2 • 104.
За рубежом находят применение сопла Вентури, у которых
давление отбирается не у входа в сопло, а на расстоянии D
перед ним. При испытании 50 таких сопел [19], имевших D =
= 52 мм и d = 30,6 мм, были получены значения коэффициента
истечения С, равные 0,998, при погрешности ас = 0,22 %.
Трубы с обтекаемым телом. Известны [16, 29] сужающие
устройства, образованные помещенным в трубопровод обтекае-
мым телом особой формы, которое Вази [29] предложил называть
телом Вентури. На рис. 30 показаны три варианта таких сужаю-
щих устройств. Варианты на рис. 30, а и на рис. 30, б исследованы
в работе [29], вариант на рис. 30, в — в работе [16]. На началь-
ном участке тело обтекания расширяется, образуя сужение
потока. Затем на участке L2 оно сужается, а поток постепенно
расширяется. В варианте на рис. 30, в между участками Li и La
тело имеет цилиндрическую форму, образуя кольцевой канал для
прохода потока. Давление рг измеряется перед телом обтекания,
а давление ра — в наиболее узкой части потока. Относительная
площадь сужающих устройств (рис. 30, а и рис. 30, в) находится
по формуле т = 1 — <r/Da. Испытания устройств по варианту
(рис. 30, а), имевших т = 0,4; 0,5 и 0,6 при L1/d = 1,2 и L2/d =
= 2,4, показало, что их коэффициент истечения С зависит от т
и находится в пределах 0,92—0,95. Значения Remln изменялись
в пределах 9-10*—1,5-106. Испытания устройств по варианту
79
на рис. 30, б с сегментным телом обтекания, имевших т = 0,3;
0,4; 0,5 и 0,6, дали значения С в пределах 0,89—0,94. Но было
обнаружено, что при Re > (1,84-4,5) • 10® происходит уменьше-
ние С при данном т. Нижние достигнутые значения чисел Re
были (44-7)-10*.
Рассмотренные устройства просты в изготовлении, имеют не-
большую осевую длину и обеспечивают прохождение механиче-
ских примесей по нижней части горизонтальной трубы.
Глава 3. СУЖАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА ДЛЯ МАЛЫХ
ЧИСЕЛ РЕЙНОЛЬДСА
3.1. Общая характеристика
Стандартные диафрагмы и сопла не применяются для
небольших чисел Re, потому что в области этих чисел их коэффи-
циенты расхода а сильно зависят от числа Re. Для диафрагм
эта область в зависимости от т простирается вплоть до Re =
= 10*4-2,6 • 10®, а у сопел — до 6-10*4-2-10®. Однако вязкие ве-
щества (в том числе и нефтепродукты) имеют числа Re порядка
102—10*.
На рис. 13 было показано, что в области 2 при малых числах
Re коэффициенты С и а у диафрагм увеличиваются с уменьше-
нием Re, а у сопел, наоборот, — уменьшаются. В связи с этим
сужающие устройства, которые могли бы сохранять постоянство а
в этой области чисел, должны иметь промежуточные свойства
между стандартными диафрагмами и соплами. Входная часть
у них должна быть менее плавной, чем у сопел, но более плавной,
чем у диафрагм.
Дополнительное сужение струи у них должно быть меньше,
а следовательно, коэффициенты сужения р и расхода а больше,
чем у стандартной диафрагмы. Тогда при уменьшении числа Re
(в области 2 на рис. 13) у них будет меньше возрастание коэффи-
циента р и появится возможность компенсации этого возраста-
ния увеличением коэффициента потерь (вследствие возраста-
ния коэффициента трения). Имеется несколько сужающих
устройств, в которых взаимная компенсация изменения коэффи-
циентов р. и kr приводит к достаточному постоянству коэффициента
расхода а в области небольших чисел Рейнольдса. К этим устрой-
ствам относятся: двойная диафрагма, диафрагма с входным кону-
сом, диафрагма с двойным конусом, сопло четверть круга, сопло
полукруга, комбинированное сопло и цилиндрическое сопло.
Они отличаются друг от друга не только устройством, но и обла-
стями чисел Re, в пределах которых у них сохраняется постоян-
ство коэффициента а.
80
До недавнего времени ни одно из этих устройств не было
стандартизовано. Одна из причин этого — трудность точного их
Воспроизведения при малых диаметрах d и D, другая — недоста-
точная полнота выполненных исследований для отдельных ти-
пов устройств и противоречивость результатов, полученная
исследователями в некоторых случаях. Дело в том, что при малых
числах Re в области ламинарного движения нужны более длин-
ные прямые участки труб для образования законченного профиля
скорости [16, 17], чем при турбулентном режиме. Согласно ра-
ботам Никурадзе после входного отверстия с хорошо закруглен-
ными краями необходимо для этой цели при ламинарном движе-
нии иметь прямой участок трубы длиною I = 0.0065D Re, следова-
тельно, при Re = 2320 этот участок I = 150D. При турбулент-
ном же режиме достаточна длина I ~ (30-4-40) D. Не все исследо-
ватели имели в своих опытах прямые участки такой длины, что
и привело к расхождению полученных значений коэффициента а
для одних и тех же типов сужающих устройств. В переходной
же области между ламинарным и турбулентным режимами при
одних и тех же числах Re встречается и ламинарный и турбулент-
ный режимы, при которых значения коэффициента а будут раз-
личны. Характер движения потока сильнее отражается на раз-
бросе значений а при больших отношениях т. Поэтому в области
малых чисел Re надо стремиться иметь сужающие устройства
с небольшими т •< 0,25-4-0,3.
Несмотря на отмеченные трудности, в 1984 г. вышли методи-
ческие указания РД 50-411-83, нормирующие применение двой-
ной диафрагмы, диафрагмы с входным конусом, цилиндрического
сопла и сопла четверть круга.
Параметр шероховатости Ra проточной части всех этих су-
жающих устройств в зависимости от диаметра D трубопровода
должен находиться в пределах, указанных ниже.
D, мм
Ra, мкм
10 15 20 25 32 40 50 и более 0,13—0,25 0,20—0,38 0,27—0,50 0,34—0,63 0,43—0,80 0,54—1,00 0,63—1,25
Параметр шероховатости Ra торцевых поверхностей должен
быть в пределах от 1,25 мкм до 0,68 мкм, а для остальных поверх-
ностей сужающих устройств — в пределах от 20 мкм до 40 мкм.
Требования к неперпендикулярности и неплоскостности вводной
торцевой плоскости те же, что и для стандартных сопел.
Диаметры отверстий с и ширина кольцевых щелей для отбора
давлений при 2? 50 мм должны'удовлетворять следующим тре-
бованиям: 0,012? 0,02D при т > 0,45 и 0,01 с 0,032?
при т 0,45. Кроме того, надо соблюдать условие: 1 мм •< с •<
81
С 12 мм. Для диаметров же труб менее 50 мм необходимо соблю-
дать соотношения: 0,010 < с С 0,10 при т <; 0,25 и с = 1 ±
±0,1 мм при т >0,25.
Отклонение Ad (%) диаметра d цилиндрической части отвер-
стия сужающего устройства от расчетного, определенное не ме-
нее чем в четырех равноотстоящих диаметральных направлениях,
не должно превышать Ad/d = <Td/50. Значение <rd (%) выбирают
так, чтобы возникающая при этом дополнительная погрешность
измерения расхода была в пределах от 0,05 % до 0,3 %.
Сужающие устройства для малых чисел Re, согласно
РД 50-411-83, допускаются к установке на гладких трубопрово-
дах, относительная шероховатость RJD которых на прямом
участке длиною 10D до сужающего устройства не превышает
значений, приведенных на стр. 38.
Рекомендации ИСО допускают применение сужающих
устройств для малых чисел Re, в частности диафрагмы с входным
конусом [15], даже на весьма шероховатых трубах, учитывая
при этом повышенное значение погрешности аа = 1 %. Но стре-
миться надо применять лишь сужающие устройства с малыми
значениями т С 0,2, при которых влияние шероховатости незна-
чительно.
Отклонение АО (%) диаметра D трубы от расчетного значе-
ния, которое определяется как среднее арифметическое из ре-
зультатов измерений в двух поперечных сечениях, т. е. у сужаю-
щего устройства и на расстоянии 2D от него (в каждом сечении
измеряют D в четырех равноотстоящих направлениях), не должно
превышать ДО/О = <гв/50. При этом результаты отдельных
измерений должны отличаться не более чем на 0,3 % от сред-
него значения D. Значения ов выбирают так, чтобы возникающая
при этом дополнительная погрешность измерения расхода была
в пределах от 0,05 до 0,3 %. Допустимый эксцентриситет е между
осью сужающего устройства и осью трубы должен удовлетворять
условию е 0,0150 (D/d — 1).
Требования к необходимым длинам прямых участков труб до R
и после /2 сужающего устройства те же, что и для стандартных
диафрагм и сопел. Более подробно см. РД 50-411-83.
3.2. Двойная диафрагма
Двойная диафрагма — одно из первых сужающих
устройств, предложенное и исследованное Вельцхольцем в 1936 г.
[29]. Это устройство состоит (рис. 31) из двух стандартных диско-
вых диафрагм, расположенных на расстоянии а = (0,3±0,5)0 друг
от друга. Давление рг отбирается у передней плоскости первой
вспомогательной диафрагмы, имеющей диаметр отверстия dlt
а давление р2 — у задней плоскости второй основной диафрагмы,
диаметр отверстия которой d. Диаметр dj всегда больше, чем d.
Двойная диафрагма по своим свойствам — промежуточная между
82
стандартной диафрагмой и стандартным
соплом, так как вспомогательная диа-
фрагма при правильно выбранном
расстоянии облегчает вход потока в от-
верстие основной диафрагмы. В связи
с этим потеря давления в ней мень-
ше, чем у стандартной диафрагмы, но
больше, чем у стандартного сопла (см.
рис. 24), а значение коэффициента рас-
хода а меньше, чем у сопла, но боль-
ше, чем у диафрагмы.
Вельцхольц производил опыты на
трубах, имевших D — 50 и 100 мм,
при а = 0,30. Он получил для двой-
ных диафрагм с т = 0,1; 0,2; 0,3; 0,4;
0,5 и 0,6 значения коэффициента рас-
хода а = 0,694; 0,698; 0,710; 0,729;
0,757 и 0,798 и значения Remln = 2000;
Рис. 31. Двойная диафрагма
3500; 5000; 7300; 9700
и 29 000 соответственно. Исходя из этих значений, выведена фор-
мула зависимости а от т
а = 0,692 + 0,11/па + 0,3ms,
погрешность которой не превосходит ±0,2 %.
Достоверность полученных значений а была подтверждена
опытами Кённеке на диафрагмах, имевших т = 0,2; тх = 0,504
и т — 0,504; = 0,878, при а — 0,30. Опыты производились
на трубе с D = 40 мм.
Следующие опубликованные в работе [1] исследования шести
двойных диафрагм, в которых т = 0,103; 0,199; 0,298; 0,398;
0,497 и 0,601 и тх = 0,3; 0,53; 0,688; 0,816; 0,896 и 0,958 соот-
ветственно при а = 0,50, дали для всех диафрагм (за исключе-
нием двух крайних с т ~ 0,103 и 0,601) значения а, хорошо
(в пределах 0,5 %) совпавшие с данными Вельцхольца. Опыты
проводились с погрешностью, не превышающей 0,3 %. Их резуль-
таты аппроксимируются формулой
а = 0,6836 + 0,243m1 >82. (58)
Следовательно, для т от 0,3 до 0,5 значения а можно считать
надежно установленными в результате трех независимых иссле-
дований. Это же относится и к Remln для т от 0,1 до 0,4. Но для
больших т = 0,5-г-0,6, вероятно, из-за разных длин прямых
участков получились разные значения Remln. Так, у Кённеке [21 ]
получилось Remln == 15 000 при т = 0,5, в то время как по дан-
ным работы [1 ] Remln = 6600 для m = 0,5 и Remm = 7500 для
т — 0,6. Верхняя же граница чисел Рейнольдса Remax =
= (2-j-3,5)-106 при т = 0,24-0,5.
В документе РД 50-411-83 принята двойная диафрагма с рас-
стоянием а = (0,5 ± 0,01) D, коэффициент расхода которой сле-
83
дует определять по формуле (58). Погрешность ва = 0,5 %.
Относительную площадь тх первой по ходу потока диафрагмы
надо определять в зависимости от относительной площади т
основной диафрагмы по формуле
тг == —0,01965 + 3,5678m — 4,6298m2 ± 2,3306m3.
Кроме того, для облегчения расчета дана формула
т = —0,0002 + 1,4708та — 0,1354 (та)2 — 0,7707 (та)3,
связывающая т с та, справедливая для 0,0687 та 0,2.
Множитель в можно вычислять по формуле (41).
Профиль проточной части каждой диафрагмы должен удовлетво-
рять тем же требованиям, что и для стандартных диафрагм. До-
пуск на диаметр dr вспомогательной диафрагмы ±0,2 % . Согласно
РД 50-411-83 для двойных диафрагм, имеющих т = 0,1; 0,2; 0,3;
0,4; 0,5 и 0,6, значения Remln = 2500; 3500; 5000; 7300; 10 000
и 15 000, a Remax = 1,5-105; 2-Ю5; 2,5-105; 3-105; 3,5-105 и 4-Ю5
соответственно. Допустимые значения D от 40 до 100 мм, т от
0,1 до 0,5 и d от 12,7 до 70,5 мм.
Двойную диафрагму можно рассматривать как своеобразную
диафрагму с коническим входом, характеризуемым углом 2Y
(рис. 31), где Т = arctg (dr — d)/2a; причем для данного расстоя-
ния а угол Т сохраняет приблизительно постоянное значение
(Т = 21 ± 3° при а = Q,3D и Т = 14 ± 2° при а — 0,57)) при
всех т. Постоянство угла Т предопределяет соответствующее
постоянство коэффициента сужения р. у двойной диафрагмы, ко-
торый равен 0,7±0,01 для всех d/D от 0,2 до 0,75.
Затупление входных кромок обеих диафрагм очень мало влияет
на коэффициент расхода а двойной диафрагмы, потому что за-
тупление кромки передней диафрагмы приводит к уменьшению,
а затупление кромки основной диафрагмы — к увеличению этого
коэффициента. Необходимые прямые участки перед двойной диа-
фрагмой в некоторых случаях несколько меньше, чем у стандарт-
ной диафрагмы.
Двойные диафрагмы имеют постоянные значения d в области
средних чисел Re и нередко применяются для измерения расхода
вязких веществ. Но конструктивно они сложнее многих других
разновидностей диафрагм и сопел, а в пространстве между вспо-
могательной и основной диафрагмой у них могут скапливаться
осадки.
Наряду с двойной диафрагмой было предложено 13] сужаю-
щее устройство, состоящее из пяти диафрагм, диаметры отверстий
которых постепенно уменьшаются.
Другая разновидность двойной диафрагмы исследована в ра-
боте [11]. В этой диафрагме, имеющей диаметр отверстия d,
к входной плоскости прикреплена цилиндрическая насадка дли-
ною I, у которой внутренний диаметр dx больше d. Коэффициент
расхода а этого устройства близок к а для двойной диафрагмы
при соответствующих d/d^ и 1/D.
84
3.3. Диафрагма с двойным конусом
Приведенная на рис. 32, а диафрагма имеет кониче-
ский вход с углом конуса 0 и конический выход с углом 45°.
Характеристика такой диафрагмы в значительной степени зави-
сит от угла 0 и ширины входной части Ьг. Было выполнено много
исследований до установления оптимальных значений 0 и Ьг.
В одной из первых работ исследовались диафрагмы с 0 от 15
до 30° и с &i == 0,5d, а в дальнейшем — диафрагмы с 0 = 50° и
с bi = 0,066. Но в работах [18, 21] не было подтверждено постоян-
ство а в области малых и средних чисел Re у этих диафрагм.
Наилучшие результаты были получены для диафрагм, имев-
ших 0 ~ 40°, Ьг — 0,06d и Ьг = 0,36. В первых опытах Витте
у диафрагмы с т — 0,12 (D = 25 мм, d — 8,7 мм) коэффициент
а = 0,747 был постоянен в области чисел Re от 5-Ю2 до 2-Ю4 и
несколько больше а = 0,75 при малых Re от 5-10 до 5-102. Шмидт
и Шнейдер повторили опыты с такой диафрагмой и получили по-
стоянное а = 0,75 в пределах Re от 1,5-102 до 103, причем более
значительные числа Re в этих опытах не были достигнуты. Затем
Шлаг испытывал диафрагму с т = 0,122 и получил постоянные
значения а = 0,75 в области Re от 6-Ю2 до 3,5-103 и а = 0,747
в диапазоне изменения Re от 3,5-103 до 9-Ю3.
Диафрагмы в более широком диапазоне значений т были
исследованы [10] Романенко (вплоть до т = 0,37) и [20, 28]
Кастнером с Мак-Вейхом (пг до 0,25).
Результаты всех этих опытов, проводившихся на воде, в отно-
шении значения а хорошо согласуются между собою (рис. 32, б);
Рис. 32. Диафрагма с двойным конусом: а — схема диафрагмы; б —
зависимость а от т при 0 = 40°; b± = 0,06d; b2 = 0,3d (• — Рома-
ненко; X — Кастнер и Мак-Вейх; ф — Шлаг, Шмидт и Шнейдер;
Н----Внтте; О — Латурел и Вейнек)
85
хорошее совпадение наблюдается и в отношении Remin, которое
при т = 0,12 равно 102 — 1,5 102 и повышается до 6 • 102 — 1 • 103
при т == 0,254-0,36. Верхние границы значения Remax в этих
опытах не были установлены.
В дальнейшем [24 ] были проведены опыты на нефти. На трубе
с D = 25 мм было испытано пять диафрагм (т от 0,058 до 0,314)
и на трубе с D = 40 мм — шесть диафрагм (с т от 0,04 до 0,36).
Постоянство коэффициента а (в пределах ±0,5 %) на трубе
с D = 25 мм наблюдалось у диафрагм с т 0,1 в области Re
от 120 до 1112, а на трубе с D = 40 мм — у диафрагм с т 0,16
в диапазоне Re от 730 до 4539. Значения же а оказались на 1—
2 % ниже, чем во всех предыдущих работах.
Из всего сказанного выше следует, что применять диафрагмы
с двойным конусом лучше при малых т, не превышающих 0,12—
0,16; что нужны также дополнительные опыты по уточнению зна-
чения коэффициента а, а также границ применимости диафрагм
(особенно верхней границы Remax).
3.4. Диафрагма с входным конусом
Угол входного конуса 0 у диафрагм (рис. 33) в за-
висимости от отношения d/D изменяется в пределах от 31,2 до 45°,
а ширина конуса b — в пределах от 0,083 до 0,175. За входным
конусом расположено цилиндрическое отверстие диаметром d
и шириною е = 0,021d ± 0,0025± Толщина диафрагмы Е <
<0,10. Со стороны выхода у диафрагмы имеется цилиндриче-
ская выточка. Ее диаметр dj > 2d.
Диафрагма с входным конусом давно была разработана и
исследована английской фирмой «Кент», но ее характеристики
опубликованы сравнительно недавно [20, 28]. Она включена
в британские нормы, а подкомитетом ИСО/ТК-ЗО [15] были даны
рекомендации по ее применению и приведены ее основные харак-
теристики. Последние даны в табл. 10, в которой 0 — угол входа,
Ь — ширина конусной части диафрагмы,
С — коэффициент истечения. Допуск на
угол 0 равен ±0,030, а на ширину Ь —
± 0,04Ь. Погрешность коэффициента ис-
течения стс, а значит, и коэффициента рас-
хода ста, учитывающая влияние шерохова-
тости трубы, равна 1 %.
Допустимые значения отношения d/D
находятся в пределах от 0,1 до 0,5. Для
d/D = 0,1; 0,2; 0,3; 0,4 и 0,5 имеем Remln =
= 40; 40; 60; 120 и 260 и Remax = 2-104;
4-Ю4; 5-Ю4 и 5-Ю4 соответственно. Диа-
фрагмы с входным конусом имеют самые
малые допустимые значения Remln по
сравнению со всеми другими сужающими
£
Рис 33. Диафрагма с
входным конусом
86
Таблица 10. Характеристики диафрагм с входным конусом по ИСО
d/D 0, ° dlb с d/D 6. ° d/b с
0,1 45 12,0 0,734 0,36 40,8 10,3 0,759
0,12 45 11,8 0,735 0,38 40,0 10,2 0,762
0,14 45 11,7 0,736 0,40 39,1 10,0 0,766
0,16 45 11,6 0,737 0,41 38,6 10,0 0,769
0,18 45 11,5 0,738 0,42 38,1 9,9 0,772
0,20 45 11,4 0,740 0,43 37,5 9,8 0,775
0,22 44,8 11,2 0,742 0,44 36,9 9,8 0,779
0,24 44,5 11,1 0,744 0,45 36,1 9,7 0,782
0,26 44,1 10,9 0,746 0,46 35,4 9,6 0,787
0,28 43,6 10,8 0,749 0,47 34,4 9,5 0,792
0,30 43,0 10,7 0,751 0,48 33,3 9,4 0,797
0,32 42,2 10,5 0,753 0,49 32,2 9,3 0,801
0,34 41,6 10,4 0,756 0,50 31,2 9,2 0,806
устройствами. Наименьший допустимый диаметр D равен
12,5 мм для гладких труб, 25 мм для сварных, 50 мм для весьма
шероховатых труб, например покрытых ржавчиной. Наи-
меньшая рекомендуемая ИСО длина прямого участка трубы пе-
ред диафрагмой = (304-35) D, но допускается ее уменьшение
до 12Z?. После диафрагмы достаточна длина l2 = 5D. Наимень-
шее допустимое значение d — 6,25 мм. В ряде исследований [20,
28] были подтверждены значения коэффициента а при условии,
что d > 6 мм.
В документе РД 50-411-83 даны следующие формулы для опре-
деления коэффициента расхода а в зависимости от т и т в за-
висимости от произведения та:
а = 0,73095 + 0,2726m — 0,7138m2 + 5,0623ms;
т = l,3658ma — 0,5679 (ma)2 при 0,00734 С та < 0,07;
т — l,3568ma — 0,2912 (ma)2 — 2,2345 (ma)3
при 0,07 С ma 0,2081.
В табл. 11 приведены значения а и ma, подсчитанные по этим
формулам.
Поправочный множитель 8 для диафрагм с входным конусом
определяется из уравнения 8 = 0,25 + 0,75ес, где 8С — соот-
ветствующий поправочный множитель для стандартного сопла.
Погрешность <ге = 7,5 (1 — ес).
В британский стандарт BS 1042 диафрагма с входным кону-
сом введена уже более двадцати лет, но с постоянными значениями
входного угла 0 = 45° ± 1° и шириной конусной части Ь =
= 0,084d ± 0,003d вне зависимости от отношения d/D. При этом
для всех d/D от 0,1 до 0,5 коэффициент истечения С — 0,734
(в области Re от 250 до 5000) и С = 0,730 (в области Re от 5000
87
Таблица 11. Значения а и та в зависимости от т и d!D
для диафрагм с входным конусом
т d/D а та т d/D а та
0,01 0,1000 0,7336 0,0073 0,140 0,3742 0,7690 0,1076
0,020 0,1414 0,7361 0,0147 0,150 0,3773 0,7728 0,1150
0,030 0,1732 0,7386 0,0221 0,160 0,4000 0,7770 0,1201
0,040 0,2000 0,7410 0,0296 0,170 0,4123 0,7815 0,1285
0,050 0,2236 0,7434 0,0371 0,180 0,4243 0,7864 0,1371
0,060 0,2499 0,7458 0,0447 0,190 0,4359 0,7916 0,1459
0,070 0,2648 0,7482 0,0523 0,200 0,4472 0,7974 0,1594
0,080 0,2828 0,7507 0,0600 0,210 0,4583 0,8035 0,1687
0,090 0,3000 0,7533 0,0678 0,220 0,4690 0,8102 0,1782
0,100 0,3162 0,7561 0,0756 0,230 0,4796 0,8174 0,1880
0,110 0,3317 0,7590 0,0834 0,240 0,4899 0,8252 0,1980
0,120 0,3464 0,7621 0,0914 0,250 0,5000 0,8335 0,2083
0,130 0,3606 0,7654 0,0995
до 200 000). В результате исследования 25 таких диафрагм на
трубе с£) — 50 мм в области чисел Re от 2000 до 20 000 при отно-
шении d/D = 0,2; 0,3; 0,4 и 0,5 были получены средние значения
коэффициента С = 0,739; 0,732; 0,734 и 0,736 соответственно [27].
3.5. Конусная диафрагма
Конусная диафрагма, предложенная и исследован-
ная Куратовым [23], состоит (рис. 34) из конической части дли-
ною Ь с углом входа 0. Были исследованы диафрагмы с углами 0,
равными 15° и 25°, и отношениями b/d от 0,3 до 1. Диафрагмы
имели т = 0,09; 0,16 и 0,25. Наилучшие результаты получены
при угле 0 = 15° и отношении b/d = 1. Зависимость коэффициента
расхода а от т для подобных диафрагм определяется уравнением
а — 0,816428 + 0,850624/п — 0,76795/п2. Для Ш, равных 0,09;
0,12; 0,16; 0,20 и 0,25, имеем соответствующие значения а =
= 0,887; 0,907; 0,933; 0,956 и 0,981. Область чисел Рейнольдса,
в пределах которых
Рис. 34. Конусная диа-
фрагма Куратова:
в — 15°; Ь = d; d, = d +
+ 4 мм; Е < 0,1D
сохраняется постоянство а, сравнительно
небольшая и зависит от т. Так, для т,
равных 0,09; 0,16 и 0,25, имеем границы
этой области Rem)n — Remax : 146—675;
263—1229 и 285—1592 соответственно.
В работе [9] приведены краткие ре-
зультаты исследования ряда конических
диафрагм при т = 0,03; 0,15; 0,25 и
углах входа 0 = 20.; 30; 40; 60 и 90°.
Постоянство коэффициента расхода а
было обнаружено лишь при 0 =
= 90° ± Г в диапазоне (900m + 30) <
< Re 3000 при d >• 10 мм. Для
88
определения а дана формула а — 0,7632 — 0,1007/п +
4- 0,8974/п2. Толщина этих диафрагм при т 0,25 равна d/2.
3.6. Сопло четверть круга
Сопло четверть круга — одно из наиболее исследо-
ванных сужающих устройств, предназначенных для малых чи-
сел Re. Возможные четыре разновидности этого сопла показаны
на рис. 35. Профиль сопла образуется дугой радиуса г. Во всех
случаях, когда центр радиуса г находится в пределах диаметра
трубы (рис. 35, а, б, в), профиль сопла равен четвертой части
окружности, соединяющейся по касательной с торцевой пло-
скостью сопла. При больших т, когда г > (D — d)/2, профиль
сопла очерчен дугой, которая образует угол с торцевой плоскостью
сопла (рис. 35, г).
Постоянство коэффициента расхода а обусловливается пра-
вильным выбором величины радиуса г. Оказывается, что при уве-
личении т от 0,05 до 0,48 радиус г должен значительно возрас-
тать. При этом отношение г/d увеличивается от 0,1 до 0,446.
В связи с этим при малых т радиус г оказывается меньше тол-
щины сопла s, которая обычно равна 0,10 (рис. 35, а). С увели-
чением т радиус г становится равным s (рис. 35, б), а за-
тем (рис. 35, в) радиус г делается уже больше толщины соп-
ла s.
Первые опыты с соплами четверть круга на трубе с D = 100 мм
и длиною прямого участка 220 перед соплом провел Бек в 1936 г.
Наиболее основательные исследования данных сопел на трубе
с О = 40 мм выполнил Кённеке [21, 22]. Основные результаты
этих исследований приведены в табл. 12. Ферроглио [18] повто-
рил эти исследования на трубе с О = 80 мм и подтвердил достовер-
ность результатов Кённеке (см. в табл. 12 значения а по Кённеке
и по Ферроглио). На рис. 36 приведены кривые зависимости
r/d от т, построенные по данным табл. 12. Необходимо строго
придерживаться этих значений во избежание нарушения постоян-
ства r/d во избежание нарушения постоянства а. Для сопел чет-
верть круга наибольшее значение т = 0,49.
89
Таблица 12. Результаты опытов с соплами четверть круга
т r/d Коэффициент расхода а Область применения по Кённеке [22] т * r/d • а *
[22] 118] ®епип ^етах
0,0506 0,10 0,771 0,774 700 56 000 0,0506 0,10 0,771
0,16 0,112 0,792 0,798 650 140 000 0,16 0,114 0,792
0,25 0,135 0,830 0,833 330 240 000 0,25 0,135 0,829
0,36 0,208 0,903 0,899 300 270 000 0,36 0,209 0,902
0,391 0,285 0,933 0,931 370 150 000 0,391 0,285 0,933
0,44 0,377 0,974 0,975 250 200 000 0,43 0,380 0,985
0,49 0,446 1,012 1,015 200 200 000 0,48 0,446 1,022
* Уточнено Кённеке путем интерполяции.
Рис. 36. Зависимость rid от т для сопел
четверть круга
Большинство многочисленных последующих исследований,
которые опубликовали Витте в 1943 г., Шлаг в 1950 г., Ямотт и
Ван Дейк в 1952 г., Брант в 1953 г., Ландстра в 1960 г., Богема
с сотрудниками в 1960—1962 гг. [12, 13], Кастнер и Мак Вейх
в 1965 г. [20, 28], также подтвердили значения а и Remax, полу-
ченные Кённеке. В опытах, проведенных в Индии на трубе с D =
= 100 мм [25], значения а совпали с данными предыдущих опы-
тов при d/D — 0,225 и 0,4, но оказались на 1,5—2,5 % выше при
d/D — 0,48; 0,58 и 0,63. Это расхождение можно объяснить боль-
шей шероховатостью трубопровода. В опытах же, проводившихся
на нефти и опубликованных в работе [24], значения а совпали
со значениями Кённеке при т = 0,16ч-0,23, но оказались меньше
на 2,5 % при малых т ~ 0,04-=-0,1.
Кабза исследовал сопла четверть круга [4, 6] в трубах малого
диаметра с D = 15; 25; 32 и 40 мм. В трубе с D = 40 мм при т =
— 0,09; 0,16; 0,25; 0,36 и 0,49 он получил соответствующие зна-
чения а — 0,781; 0,794; 0,821; 0,900 и 1,01, которые хорошо
совпали с данными Кённеке. Испытания сопел в трубах с D = 32
и 25 мм дали практически те же значения а (лишь на 0,5 — 1 %
больше). В трубе же с Z? = 15 мм при т — 0,09; 0,16; 0,25; 0,36
и 0,49 были получены
значения а ==0,814; 0,820;
0,850; 0,932 и 1,05 соот-
ветственно, которые на
4—5 % больше, чем в
трубе с Z? = 40 мм. Уве-
личение а при малых D
объяснимо, если
большее влияние шеро-
ховатости трубы. Менее
ясно, почему у Кённеке
при испытании сопла
учесть
90
с т = 0,1225 и r/d = 0,114 на трубе с D = 100 мм коэффи-
циент а оказался на 1—2 % выше, чем у подобного же сопла
на трубе с D = 40 мм.
Поправочный множитель е для сопла четверть круга опреде-
ляли Бюрке [14] и Кабза [4]. Первым была выведена формула
е = 1 — (0,484 + 1,54m2) кр/р^ при средней квадратической по-
грешности ое = l^SAp/pj. Опыты Кабзы дали значения е немного
меньше (в предельном случае на 0,5 %).
Таким образом, значения как а, так и е для сопла четверть
круга можно считать достаточно надежно установленными. Но
иметь г < 0,6 мм не следует, ввиду трудности точного его воспроиз-
ведения. В связи с этим, исходя из r/d = 0,1 (для малых т), полу-
чим наименьший диаметр сопла d = 6 мм. Кённеке рекомендует
для сопла четверть круга выбирать т в пределах 0,25—0,36.
Сомнения существуют в отношении значений границ постоян-
ства коэффициента а, особенно в нижней границе Remln. Так,
при т = 0,25 различные исследователи получили Remln, изме-
няющееся в пределах от 330 до 4000. Причиной этого, как пока-
зали опыты Богемы с сотрудниками [13], являются различные
длины прямых участков, которые были у разных исследователей.
На рис. 37 показана зависимость коэффициента истечения С от
числа Re у сопла четверть круга с d/D = 0,59 при различных
длинах I прямого участка трубы перед соплом. Во всех случаях
коэффициент С вначале увеличивается с ростом Re, достигая
максимума в области Re от 1000 до 3000, а затем уменьшается
и при Rem)n принимает постоянное значение, которое сохра-
91
няет до Remax. Только при длине I = 134 D и более образуется
ламинарный профиль скоростей, а при меньших длинах — пере-
ходный профиль с различной степенью турбулизации, что и обу-
словливает различные значения Remln при различных длинах I.
Если поместить на расстоянии 3D перед соплом сетку, турбули-
зирующую поток, то горбы, показанные на рис. 37, исчезнут и
Remln существенно снизится.
Чем меньше d/D, тем меньше влияние длины I на а и Remln.
Учитывая, что на практике могут быть самые разные длины пря-
мых участков I, следует для надежности принимать Rem)n =
= 10004-2000 для т = 0,25 и Remln — 40004-6000 при боль-
ших т.
Характер зависимости а от Re у сопла четверть круга можно
пояснить так. Как и у всех сужающих устройств (см. рис. 13)
вначале а растет с ростом Re. Затем у сопла четверть круга
(вследствие относительной крутизны профиля сопла) происходит
отрыв струи и замедление роста а. По мере же увеличения суже-
ния струи и коэффициента неравномерности kb кривая изменения
коэффициента а, достигнув максимума (рис. 37), начинает па-
дать. В дальнейшем (в связи с уменьшением темпа сужения струи)
а не меняется с ростом Re, так как уменьшение коэффициента
сопротивления В компенсирует влияние увеличения kb и умень-
шения р. Возрастание а начинается с момента возврата струи
к стенке сопла (см. рис. 4), который у сопла четверть круга (вслед-
ствие отсутствия цилиндрической части на выходе) происходит
при числах Re = 1-105 4- 2-105, т. е. значительно больших,
чем у стандартного сопла (при Re = 2-1044-3-10*). Благодаря
этому и достигается сравнительно большая зона постоянства а
у сопла четверть круга в области средних чисел Re. Это постоян-
ство нарушается, если отношения r/d отличаются от рекомендо-
ванных (см. рис. 36) или профиль сопла шероховатый. В связи
с этим к точности изготовления сопла четверть круга предъяв-
ляются высокие требования, затрудняющие его изготовление [28].
В документе РД 50-411-83 приведена формула, связывающая а
с т, для сопла четверть круга в виде
а = 0,7772 — 0,2137m + 2,0437m2 — 1,2664m3,
а также формулы, связывающие m с произведением та:
т — —0,0004 + 1,3074та + 0,1027 (та)2 — 3,255 (та)3
при 0,0385 С та < 0,12;
т = —0,0111 + 1,5239та — 1,4747 (та)2 + 0,8919 (та)3
при 0,12 < та 0,47.
Там же указаны границы применения сопла четверть круга.
Для m = 0,05; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4 и 0,49 имеем Remln = 2000;
2000; 2300; 3500; 4000; 5000 и Remax = 35 000; 45 000; 80 000;
100 000; 120 000; 200 000 соответственно.
92
Согласно РД 50-411-83 сопла четверть круга имеют погреш-
ность оа = 1 % и допускаются при D от 25 до 100 мм, m от 0,05
до 0,49 и d от 6 до 70 мм.
В работе [2] приведены результаты испытания сопел сектор
круга при тп — 0,15; 0,25 и 0,49, близких по профилю к соплу,
изображенному на рис. 35, а, с той лишь разницей, что центр
радиуса г, которым очерчивается профиль сопла, находится
не снаружи, а внутри диаметра трубы D. Оптимальный централь-
ный угол сектора круга 0 — 70°. Отношения r/d те же, что и
у сопел четверть круга (см. табл. 12 и рис. 36). У сопел сектор
круга Remln несколько больше, a Remax существенно больше,
чем у сопел четверть круга.
3.7. Цилиндрическое сопло
Имеются два типа цилиндрических сопел: несимме-
тричное (рис. 38, а) и симметричное (рис. 38, б). Первое было
предложено Кённеке [22 ] вместе с соплом четверть круга и ком-
бинированным соплом. Результаты его опытов на трубе, имев-
шей D = 40 мм, приведены в табл. 13 и на рис. 39.
В дальнейшем цилиндрические несимметричные сопла иссле-
довались в США [191, Японии и Польше [5].
Опыты [19] на трубе с D = 100 мм хорошо подтвердили зна-
чения а, полученные Кённеке, а также высокие значения Remax,
приведенные в табл. 13. Эти опыты не позволили установить точ-
ные значения Кеш1п, но, во всяком случае, они оказались много
больше, чем у Кённеке, который проводил опыты при недостаточ-
ной длине прямого участка трубопровода. Одновременно опыты
[19] показали возможность некоторого уменьшения длины z
сопла, по сравнению с данными табл. 13 и рис. 39. Но при этом
наблюдалось и незначительное уменьшение значения а.
В японских опытах исследовались несимметричные цилиндри-
ческие сопла, имевшие d/D — 0,2; 0,4; 0,6; 0,7 и 0,8, на трубе
с Z? = 20 мм. Опыты проводились на воздухе и углекислом газе
в ограниченной области чисел Re от 2000 до 10 000. Сопла имели
повышенную длину z = 3d. Получено стабильное а, но его зна-
чение на 0,5—1 % оказалось меньше, чем у Кённеке.
Рис. 38. Цилиндрические сопла* а — несимме-
тричное; б — симметричное
Рис. 39. Зависимость z/d. от m
для цилиндрических сопел
93
Таблица 13. Характеристики цилиндрических сопел по Кёииеке
т z/d а а по 11 9] Remin Remax
0,01 1,4 0,800 270 8 000
0,0506 1,65 0,801 0,801 600 30 000
0,1408 1,89 0,811 0,811 1000 130 000
0,25 2,12 0,834 0,836 1400 150 000
0,36 2,22 0,870 0,870 1600 260 000
0,49 2,60 0,922 0,922 1700 550 000
В опытах Кабза [5] исследовались сопла на трубах, имевших
D — 40; 32; 25 и 15 мм. Значения а при D — 40 мм совпали с дан-
ными Кённеке. С уменьшением диаметра трубы было установлено
увеличение а, незначительное при D = 32 и 25 мм, но существен-
ное (на 3—4 %) при D — 15 мм.
Кённеке рекомендовал [22] преимущественное применение ци-
линдрических несимметричных сопел при малых т от 0,01 до 0,3.
Для цилиндрических несимметричных сопел в Р Д-411-83 при-
водятся следующие формулы, связывающие а с т и т с та:
а = 0,80017 — 0,01801m + 0,7022m2 — 0,322ms;
m = l,2486ma — 0,0279 (ma)2 — 1,6328 (ma)’ + 1,6979 (ma)1.
Последнее уравнение справедливо при 0,008 < ma < 0,4518,
погрешность = 1 %.
Согласно РД 50-411-83 цилиндрические несимметричные сопла
допустимо применять при D от 25 до 100 мм, т от 0,01 до 0,49 и
d от 2,5 до 70 мм. При т = 0,01; 0,05; 0,10; 0,15; 0,25; 0,35 и
0,49 допустимые значения Remin = 500; 1100; 1600; 2000; 2500;
3000; 5500 и Remax = 8000; 30 000; 40 000; 60 000; 100 000; 150 000;
200 000.
Поправочный множитель е для цилиндрического несимметрич-
ного сопла определяется по формуле (40) для стандартного сопла.
Длина сопла z должна приниматься, исходя из рис. 39.
Симметричные цилиндрические сопла предложил Кабза. Он
исследовал их на трубах, имевших D = 40; 32; 25 и 15 мм при m
в пределах от 0,09 до 0,64. Значения z/d соответствовали данным
табл. 13.
Зависимость коэффициента расхода а от m для этих сопел при-
ведена в работе [6]. Значение а здесь для трубы с D ~ 40 мм
приблизительно на 1 % меньше, чем у несимметричных сопел.
С уменьшением диаметра трубы а возрастает (особенно значи-
тельно при D = 15 мм).
При увеличении т от 0,09 до 0,64 значение Rem)n возрастает
от 1500 до 5000, а значение Remax от 4-Ю1 до 2-105 (при D = 25;
32 и 40 мм) и от 2,5-10* до 1,310® (при Z? = 15 мм).
Области постоянства а у симметричных и несимметричных ци-
линдрических сопел практически совпадают, но первые обладают
94
двусторонним действием и у них удобно осуществлять камерный
отбор давления.
Достоинство цилиндрического сопла — простота изготовления,
недостаток — неизбежность в процессе эксплуатации притуп-
ления входной острой кромки, в результате которого коэффициент
расхода а будет возрастать и одновременно, как показали опыты
[2], будет возрастать и значение Remln. Последнее приводит
к уменьшению области постоянства а, особенно значительному
при малых т. В связи с этим от предварительного притупления
цилиндрического сопла, особенно при т < 0,3, следует воздер-
жаться. Кроме того, очень мало сведений о значениях а в зави-
симости от степени предварительного притупления входной
кромки.
3.8. Комбинированное сопло
Комбинированное сопло, профиль которого показан
на рис. 40, а, является сочетанием сопла четверть круга на входе
и цилиндрической части, имеющей длину г на выходе. Зависимость
г от d и от т приведена на рис. 40, б. Радиус входной части см.
на рис. 36. Комбинированное сопло предложено Кённеке [22]
в виде дополнения к соплу четверть круга и предназначено только
для больших т от 0,45 до 0,75. Радиус г возрастает от 0,043d
при т — 0,45 до 0,15d при т — 0,58, а затем уменьшается до
0,078d при т = 0,75 по закону г = 0,5 (D — d). Область постоян-
ства по Кённеке находится в пределах чисел Re от 3 10s до 2 10®.
Рис. 40. Комбинированное
сопло: а—профиль сопла;
б — зависимость длины
г/d от т
Рис. 41. Зависимость а от т для сопел
1 — четверть круга; 2 — цилиндрического.
3 — комбинированного
95
На рис. 41 даны значения коэффициента расхода а в зависимости
от т для комбинированного сопла, а также сопла четверть круга
и цилиндрического несимметричного. Профиль комбинирован-
ного сопла имеет сходство с профилем стандартного сопла, но
входная часть очерчена не двумя, а одним небольшим радиусом,
а цилиндрическая часть значительно длиннее. Значения а у него
немного меньше, чем у стандартного сопла.
3.9. Сопло половина круга
Профиль этого сопла имеет в сечений половину
окружности с радиусом г. Очевидно, что толщина проточной части,
которая одновременно может быть и толщиной сопла, s = 2.
Результаты первого исследования сопла половина круга опубли-
кованы Гизе в 1933 г. Лучшие показатели имели сопла при т =
— 0,09; r/d = 0,125 и s/d = 0,25 на тр"убе~с Z? = 40 мм. При
коэффициенте а = 0,8 сохранялось постоянство в пределах чи-
сел Re от 300 до 10 000. Кённеке на трубе с D == 40 мм испытал
два сопла с т = 0,056 и m — 0,1225, имевшие s/d = 0,25. Для
сопла с т = 0,1225 было получено постоянное значение а =
= 0,807 в пределах чисел Re от 200 до 8000, что хорошо подтвер-
ждается результатами Гнзе. Но при использовании сопла с т =
= 0,056 результаты оказались хуже. В дальнейшем в 1942 г.,
в 1950 г. и в 1968 г. [28] испытывались сопла с т в пределах от
0,01 до 0,14. Лучшие результаты были получены при отношении
s/d — 0,25. При этом выяснилась трудность точного воспроизве-
дения профиля сопла половина круга (особенно при малых тол-
щинах s). Так, для четырех сопел с т — 0,04 и s/d — 0,25 при
D = 40 мм, имевших s = 8 мм и изготовленных в разных мастер-
ских, значения а изменялись в пределах от 0,784 до 0,800.
3.10. Рекомендации по применению сужающих
устройств для малых чисел Рейнольдса
При выборе сужающего устройства для работы
в области малых или средних чисел Рейнольдса надо прежде
всего учитывать диапазон этих чисел, в пределах которых со-
храняется постоянство коэффициентов истечения С и расхода а.
Кроме того, надо иметь в виду степень достоверности установ-
ленных коэффициентов С и а, а также возможность и простоту
изготовления, с тем чтобы было обеспечено соответствие сужаю-
щего устройства исследованным образцам.
Для облегчения выбора на рис. 42 приведены зависимости коэф-
фициента С от числа Re для различных сужающих устройств
при т ~ 0,2 (у сопла половина круга при т = 0,1 и у ком-
бинированного сопла при т = 0,5). На этом рисунке видны
зоны постоянства коэффициента С.
96
Рис. 42. Зависимость коэффи-
циента истечения С от числа
Рейнольдса:
1 — стандартная диафрагма (т =
= 0,2); 2 — двойная диафрагма
(т = 0,2); 3 — диафрагма с двой-
ным конусом (т = 0,2); 4 — диа-
фрагма с входным конусом (т =
= 0,2). б — сопло четверть круга
(m = 0,2); S — сопло полкруга
(т = 0.1), 7 — цилиндрическое
сопло (т = 0,2); S — комбиниро-
ванное сопло (т = 0,5); 9 — ко-
нусная диафрагма (т = 0,2); 10 —
стандартное сопло (т = 0,2)
Для всех устройств, предназначенных для работы в области
малых и средних чисел Re, коэффициент С меньше, чем для стан-
дартного сопла, но больше, чем для стандартной диафрагмы.
Следовательно, эти устройства — промежуточные по своим свой-
ствам между стандартными диафрагмами и соплами.
У рассматриваемых устройств диапазоны чисел Re, в преде-
лах которых сохраняется постоянство коэффициента С, различны,
особенно в отношении Remln. Значения же Rem»v этих устройств
близки к значениям Remln для стандартных диафрагм и сопел.
Наименьшие значения Remln — 404-260 имеет диафрагма
с входным конусом, затем конусная диафрагма и диафрагма
с двойным конусом. Но область постоянства С и а этих диафрагм
меньше.
У диафрагмы с двойным конусом рекомендуются т от 0,09 до
0,16—0,25 при d 10 мм. Конусные диафрагмы исследованы
примерно в тех же, пределах т.
У двойной диафрагмы, сопла четверть круга, цилиндрического
и комбинированного область постоянства С и а сдвинута в сто-
рону средних чисел Re. Так, у двойных диафрагм Remln =
= 21034-1 -IO4, a Remax — 2105-т-3,5108. Двойные диафрагмы
применимы в большом диапазоне т от 0,09 до 0,64. Коэффициенты
расхода у этих диафрагм определены достаточно надежно, но их
недостаток — возможность засорения пространства между двумя
диафрагмами.
У сопла четверть круга, цилиндрического и комбинирован-
ного Rem)n изменяется в пределах от 1-Ю3 до 5-10® 4-8-10®,
a Remax— от 3-1044-6104 до 1,5 1О64-2,5.1О5. У сопла четверть
круга наиболее целесообразно иметь т от 0,25 до 0,36, а радиус
г — предпочтительно не менее 0,6—1 мм. Для цилиндрического
сопла рекомендуются небольшие т от 0,01 до 0,3. Комбинирован-
ные сопла применяются только при т от 0,45 до 0,75, причем
лучшее постоянство а наблюдается при т > 0,58, но при боль-
ших т возрастает влияние шероховатости трубы на коэффициент а.
Коэффициенты расхода у всех этих сопел также достаточно досто-
верны, но имеется определенная трудность в точном изготовлении
4 П. П. Кремлевский 97
сопла четверть круга и комбинированного, особенно при малых
значениях радиуса г.
Сопла половина круга хотя и имеют малые значения Rem)n =
= 60-i-200, но исследованы недостаточно и в узких пределах,
т. е. только при т от 0,01 до 0,14. Точное изготовление их при
малых г затруднительно.
В заключение можно сделать вывод, что при d > 6 мм для
Re от 40 до 50 000 наилучшими являются диафрагмы с входным
конусом. Для более узкой области Re от 60 до 3000 целесообразны
также конические диафрагмы с углом конусности 90°. Для чисел
Рейнольдса? которые больше, чем 1000—3000, подходят двойные
диафрагмы, сопла четверть круга и цилиндрические сопла. Но
у последних коэффициент расхода а будет зависеть от степени
притупления входной кромки. Перечисленные сужающие уст-
ройства (кроме конических диафрагм) включены в РД 50-411-83.
В заключение следует напомнить, что с уменьшением D (и,
особенно d) увеличивается трудность точного изготовления и
воспроизведения любого сужающего устройства. Кроме того,
в большинстве случаев следует избегать применения т, которое
больше, чем 0,2—0,3. При этом уменьшается влияние на коэффи-
циент а как шероховатости труб, так и ширины 6 кольцевых
щелей для отбора давлений [2, 9].
Глава 4. ОСОБЫЕ ТИПЫ И ОСОБЫЕ СЛУЧАИ
ПРИМЕНЕНИЯ СУЖАЮЩИХ УСТРОЙСТВ
4.1. Измерение расхода загрязненных
веществ
При измерении расхода загрязненных жидкостей и
газов в горизонтальных трубах целесообразно применять сужаю-
щие устройства, у которых проходное отверстие расположено
в нижней части трубопровода. Такое устройство — сегментная
диафрагма, имеющая в верхней части трубы перегородку с го-
ризонтальной кромкой. Если высота перегородки ha> D/2,
то проходное отверстие имеет форму сегмента (см. рис. 1, г). Если
йп <С 0/2, то форму сегмента имеет сама перегородка. Кроме
сегментной (значительно реже) применяют эксцентричную диа-
фрагму с круглым отверстием в нижней части (см. рис. 1, д) и
кольцевую диафрагму (см. рис. 1, е).
Угол входной кромки у сегментной диафрагмы (как и у стан-
дартной) равен 90°. Толщина кромки е допускается в пределах
0,0050 0,0200, а выходной угол равен 45°. Толщина диа-
фрагмы Е 0,050. Высота сегмента h и его площадь f опреде-
98
Таблица 14. Значения а, та и Remin для сегментных диафрагм
d/D т а та ^етп1п
0,150 0,10 0,608 0,0608 5-Ю3
0,207 0,15 0,611 0,0917 7,5-103
0,254 0,20 0,615 0,123 104
0,297 0,25 0,620 0,155 1,5-104
0,340 0,30 0,627 0,188 2-Ю4
0,380 0,35 0,636 0,223 2,5-104
0,421 0,40 0,646 0,258 3-104
0,460 0,45 0,659 0,296 3,5-104
0,500 0,50 0,673 0,337 4-Ю4
ляются центральным углом сегмента ¥ и диаметром трубы D
h = D (1 — cos ВД/2; f = D2 (Тл/180 — sin ф)/8.
Относительная площадь m диафрагмы зависит от высоты сег-
мента h и диаметра D и определяется по формуле
т — arccos(l — 2й/Г>)/180 — (1 — 2й/О) 7/ 1 — (1 -- 2Л/О)2 /л.
В большинстве случаев у сегментных диафрагм применяется
угловой способ отбора давлений. Отверстия для отбора обычно
делают в верхней части на стороне, противоположной отверстию
истечения. Опыты [3] показали, что с уменьшением т от 0,64
до 0,1 допустимый угол отклонения отборных отверстий от вер-
тикали возрастает от 20 до 120°.
Коэффициенты расхода а у сегментных диафрагм с угловым
отбором определяли на трубах диаметром 80—300 мм Ломан,
Витте, а также Хернинг, Лугт и Воловский [5, 6]. На основе
этих опытов, согласующихся друг с другом в пределах ±1 %,
составлена табл. 14, приведенная в рекомендациях ИСО [5] по
применению сегментных диафрагм. Из табл. 14 следует, что зна-
чения коэффициентов расхода а у сегментных и у стандартных
диафрагм близки друг к другу (особенно при малых т). Нижнее
допускаемое число Рейнольдса Remm У сегментных диафрагм
значительно меньше, чем у стандартных. В этом их существенное
преимущество. Значение Remax, согласно работе [5], равно 10е
для любых т.
В работе [1] были экспериментально определены значения
коэффициента а для т > 0,5. Они приведены ниже.
т . . . 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,9 0,95 0,96
а . . . 0,675 0,688 0,705 0,728 0,756 0,798 0,832 0,871 0,926 1,011 1,032
Притупление входной кромки у сегментной диафрагмы приво-
дит к увеличению коэффициента а, который тем больше, чем
больше отношение rK/h, где гк — средний радиус закругления
кромки. Значение соответствующего поправочного множителя kn
приведено на рис. 43 по данным работы [Гл. 1, 50]. При
равных значениях Гц/h и rK/d, а также равных значениях т
4* 99
Рис. 43. Поправочный множитель ka
на притупление входной кромки сег-
ментной диафрагмы (гк — радиус за-
кругления кромки; h — высота сег-
ментного отверстия диафрагмы)
величина ka у сегментных диа-
фрагм меньше, чем у стандарт-
ных. Это объясняется меньшим
отношением длины /к входной
кромки к площади отверстия
у сегментной диафрагмы (осо-
бенно при больших т). Так,
длина /и у сегментной диафраг-
мы меньше, чем у стандарт-
ной, в 2,2 раза при т — 0,5 и
в 3,6 раза — при т — 0,8 [1 ].
При высоте сегмента h >
> 2004-300 мм износ входной
кромки практически уже не
сказывается на а.
Поправочный множитель km на шероховатость трубы тот же,
что и для стандартной диафрагмы при одинаковой относительной
шероховатости k/D. То же можно сказать и в отношении длины
прямого участка.
Поправочный множитель е при угловом отборе рекомендуется
[5] брать таким же, как и у стандартных диафрагм, при тех же
т, и и р2/р1, хотя согласно опытам [2] он у сегментных оказался
на 0,3 % меньше.
Согласно работе [51 предельная погрешность 6а = ±(1,2 +
+ 3m2) % и 6е = (±8Лр/Р1) %.
Для сегментных диафрагм (по сравнению со стандартными
сужающими устройствами) необходимо более точное знание значе-
ния действительного диаметра трубопровода D. Кроме того, во
избежание случайного уменьшения проходного отверстия при
монтаже рекомендуется [51 иметь некоторое превышение А£)
внутреннего диаметра обода диафрагмы, в котором сделаны отвер-
стия для отбора давлений рг и р2, над диаметром D. При этом
надо соблюдать условия: IS.D/D <4 % и AD/D 100 % <
< [0,1£)/Ь (0,1 + 2,3m2) ] %, где b 0.5Z? — ширина обода.
Применение сегментных диафрагм особенно целесообразно
в трубах большого диаметра для измерения расхода газа и воды.
Если в измеряемой жидкости могут выделяться газы, то проход-
ное отверстие у сегментной диафрагмы следует располагать не
внизу, а наверху или сбоку. Сегментные диафрагмы могут найти
применение для измерения расхода водогрунтовых и других
гидросмесей [Гл. 33, 16].
В документе РД 50-411-83 устанавливается предельный до-
пуск (±10°) на отклонение мест отбора давлений от вертикаль-
ного диаметра и даются следующие формулы, связывающие а
с т, т с та и h/D с т:
а = 0,6085 — 0,03427m + 0,3237m2 ± 0,00695m3;
m = 0,00294 — l,7226ma — 0,5123 (ma)2 — 0,4931 (ma)3,
100
справедливая при 0,0608 < та < 0,3365;
h/D = 0,04605 + 1,1997/n — 0,9637m2 + 0,7612/п3.
В этом документе значения а и Re соответствуют тем, которые
приведены в табл. 14, a Remax = Ю6. Погрешность аа = 0,6 +
+ 1,5/п2, а оЕ = 4Др/рх.
Для измерения расхода загрязненных веществ предложены
эксцентричная и кольцевая диафрагмы помимо сегментных.
Эксцентричная диафрагма имеет такое же круглое проходное от-
верстие, как и стандартная диафрагма, но смещенное относительно
оси трубопровода (обычно вниз). Она была исследована в США
и нашла там некоторое применение. Позднее была предложена
кольцевая диафрагма, состоящая из диска 1 (рис. 44) с острой
входной кромкой, переходящей на выходе в усеченный конус.
Диск установлен на трубчатом держателе 3, в котором проложены
импульсные трубки, соединенные с отверстиями 2 для отбора
давлений рх и р2. Диаметр диска d меньше диаметра трубопро-
вода D, поэтому между ними образуется кольцевое отверстие ши-
риною (D—d)/2 для прохода измеряемого вещества. Подобная
диафрагма менее чувствительна к деформациям потока, которые
вызваны местными сопротивлениями, чем стандартные диафрагмы
и сопла. Разновидностью кольцевой диафрагмы можно считать
предложенное в Японии сужающее устройство, состоящее из
расположенного по оси трубы полого стержня с полусферической
головкой. Давление рх отбирается на расстоянии 1,50 перед
стержнем, а давление р2 — в точке перехода полусферы в ци-
линдр.
Во избежание быстрого износа кромок сужающих устройств
твердыми частицами в сильно загрязненных жидкостях в Инсти-
туте гидромеханики (г. Киев) предложено1 измерять перепад
давления в конфузоре, перед которым располагается диффузор.
Так, на трубе с D = 600 мм устанавливается диффузор с углом
конусности 12°, выходной диаметр
которого равен 800 мм. Затем
располагается цилиндрическая
часть длиною 100 мм и конфузор
с углом конусности 24° и выход-
ным диаметром 600 мм.
1 Димеиский К. В., Федоров С. А.
Коэффициент расхода дифманометр и-
ческого расходомера с расширяющим-
ся приемным устройством//Гидромелио-
рация и гидротехническое строитель-
ство. Львов: Вища школа. 1977. Вып. 5.
С. 41—44.
Рис. 44. Кольцевая диафрагма
101
4.2. Сужающие устройства с переменным
отверстием
Сужающие устройства с переменной площадью пе-
реходного отверстия были предложены либо для компенсации
изменения плотности газа, расход которого измеряется, либо для
достижения желаемой (обычно линейной) зависимости между
расходом вещества и измеряемым перепадом давления.
В первом случае исходят из уравнения
Fx /р = Ро VРг>
где Fo — площадь отверстия при плотности вещества рг, приня-
той при градуировке; Fx — площадь отверстия при имеющейся
плотности вещества р. ____
Из предыдущего уравнения следует, что Fx — Fo^рг/р,
т. е. площадь отверстия надо изменять пропорционально р1/2,
а для газа пропорционально у^Т/р. Сужающее устройство, в ко-
тором это выполняется, показано на рис. 45. Оно состоит из диа-
фрагмы 1, площадь отверстия которой изменяется пропорцио-
нально yfT/р при перемещении профилированного плунжера 2.
Ось плунжера укреплена на крышке у двух сильфонов 3, между
которыми находится газ. Последний изменяет свой объем с изме-
нением температуры Т и давления р окружающего газа; при этом
перемещается плунжер 2. Подобное устройство изготовлялось
в США для измерения расхода ацетилена и кислорода до 27 т/ч
при давлении до 6,3 МПа и при температуре от —45 до +260 °C.
Для получения линейной зависимости между расходом и изме-
ряемым перепадом давления предложено устройство, показан-
ное на рис. 46. Оно состоит из профилированного плунжера 2,
соединенного с пружиной 4, который воспринимает динамическое
давление потока и перемещает-
ся внутри диафрагмы 3. Да-
вления и рг отбираются через
отверстия 1 и 5.
Рис. 45. Диафрагма с профилирован-
иым стержнем, изменяющим проход-
ное отверстие обратно пропорциональ-
но Vplt
Рис. 46. Диафрагма с профилирован-
ным стержнем, обеспечивающая про-
порциональность между расходом и
перепадом давления
102
Для определения необходимого профиля плунжера имеем три
уравнения: 1) расхода Q = afK у 2рДр, где fK — кольцевая пло-
щадь отверстия диафрагмы; 2) требуемой линейной зависимости
Q = k &р, где k — коэффициент пропорциональности, и 3) рав-
новесия плунжера, определяемого равенством динамического дав-
ления потока на плунжер и реакции пружины <рпрУк/п/2 = ch,
где vK = Q/fK — скорость потока в кольцевой площади /к; <рп —
коэффициент сопротивления в стесненном потоке, учитывающий
разницу давлений рх и р2 с обеих сторон плунжера; fa — наиболь-
шая площадь поперечного сечения плунжера; с — коэффициент
жесткости пружины; h — перемещение плунжера.
Решая совместно эти три уравнения, получим зависимость
между /к и h в виде f* = kKh, где kK = ck2/2-(paa4fnp4.
Учитывая, что /к = л (г% — Гд), где го и гп — радиусы отвер-
стия диафрагмы и плунжера соответственно, получим уравне-
ние для определения радиуса плунжера га в зависимости от й
гп = Го —(M)I/2M.
Возможно также устройство, у которого ra = const, а пере-
менным является г0 сужающего устройства.
Второе достоинство расходомера с линейной зависимостью
между Q и й — большой диапазон измерения.
Американская фирма «Сервис Инструменте» (Cervase 'Instru-
ments) изготовляет преобразователь расхода, изображенный на
рис. 46, для труб диаметром от 100 до 400 мм, используемых при
давлении до 14 МПа и температуре до 500 °C. Погрешность
устройства ±1 %. Для малых диаметров труб от 6 до 100 мм та же
фирма разработала вариант устройства, в котором профилирован-
ный плунжер неподвижен, а перемещается диафрагма, укреплен-
ная на упругом сильфоне [7]. Американская фирма «Алан Колхан
Инжинерин» (Alan Colhan Engineering) выпускает сужающее
устройство с переменной площадью прохода на основе трубы
Вентури [81.
4.3. Измерение расхода в большом
диапазоне отношения Qmax/Qmin
Нередко возникает необходимость измерять расход,
когда отношение Qmax/Qmin превышает значение, равное трем-
четырем, обусловленное квадратической зависимостью между
расходом и перепадом.
Возможны различные способы решения этой задачи. Первый
способ состоит в применении сужающих устройств с переменной
площадью прохода. На рис. 46 показана диафрагма, проходное
отверстие которой изменяется профилированным плунжером так,
что между расходом и перепадом давления обеспечивается про-
порциональность. Это позволяет увеличить диапазон измерения
Qmax/Qmin по крайней мере до десяти. Было предложено [12]
103
также применение поворотной лопасти для получения большого
ОТНОШеНИЯ Qmax/Qmin-
Еще более значительной величины Qmax/Qmin можно достичь
путем автоматического перемещения в трубе задвижки с электри-
ческим [13], гидравлическим или пневматическим приводом.
При соответствующей форме нижней кромки задвижки образуется
как бы сегментная диафрагма с переменной площадью проходного
отверстия. Но в таком устройстве измеряется уже не перепад дав-
ления, который обычно поддерживается постоянным, а высота
перемещения задвижки.
Заметим, что для всех сужающих устройств с переменной пло-
щадью прохода требуется индивидуальная градуировка.
Значительно чаще достигают увеличения отношения Qmax/Qmin
с помощью особых схем включения стандартных дифманометров.
Основная из подобных схем состоит в подключении к одному су-
жающему устройству двух дифманометров, причем предельный
перепад одного из них Др max — 0,9Др шах» где Дрmax — предель-
ный перепад второго дифманометра. При этом общий диапазон
измерения Qmax/Qmin = 11, так как первый дифманометр изме-
ряет расходы в пределах от 9 до 30 % Qmax. а второй — в преде-
лах от 30 до 100 % Qmax- Сужающее устройство рассчитывается
на Qraax и иа предельный перепад во втором дифманометре.
Известны случаи параллельного подключения к одному су-
жающему устройству даже трех дифманометров. Если дифмано-
метры, например, мембранные типа ДМ хорошо выдерживают
перегрузку, то их можно присоединять к сужающему устройству
без автоматического переключающего устройства. Последнее
обычно состоит [11] из преобразователя, который при определен-
ном перепаде давления включает небольшой исполнительный
механизм, переключающий клапан. При этом к сужающему
устройству по очереди (в зависимости от расхода) подключается
тот или другой дифманометр Возможен вариант, когда дифмано-
метр при большом перепаде давления все время подключен, а вто-
рой дифманометр подключается, когда расход уменьшается и
становится равным 30 %.
Помимо рассмотренной выше схемы с одним сужающим
устройством и двумя дифманометрами возможно применение
схемы с одним дифманометром, подключаемым по очереди к двум
сужающим устройствам, которые имеют различные площади про-
хода Но в этом случае при последовательной установке сужаю-
щих устройств происходит дополнительная потеря давления и,
кроме того, требуется дополнительный прямой участок трубо-
провода между ними При параллельной же установке необхо-
димо делать разветвление трубопровода с достаточно длинными
прямыми участками. Всвязи с этим эта схема применяется редко.
Другой ВОЗМОЖНЫЙ способ увеличения отношения Qmax/Qmin
состоит в создании особых конструкций дифманометров или со-
ответствующих измерительных схем.
104
Сравнительно просто этого можно достигнуть в дифманоме-
трах компенсационного типа [9], а также в мембранных дифма-
нометрах типа «Сапфир» с тензорезисторными преобразователями.
Но и с помощью мембранных дифманометров ДМ, учитывая хо-
рошие упругие характеристики мембранных блоков, удалось 1101
получить Qmax/Qmin = 25 при погрешности измерения суммар-
ного расхода ±1 %. Расходомер при этом состоит из двух дифма-
нометров ДМ на разные перепады давления, блока преобразова-
ния и масштабирования сигналов дифманометров в унифициро-
ванный выходной сигнал. Схема блока преобразования произво-
дит избирательное переключение выходных сигналов дифмано-
метров. Значительные возможности в увеличении отношения
Отяг/Отш возникают при применении цифровых измерительных
приборов.
4.4. Измерение расхода
при сверхкритическом отношении давлений
При измерении расхода газа или пара в сужающем
устройстве соплового типа, имеющем достаточную длину горло-
вины, при которой отсутствует дополнительное сужение потока
(коэффициент сужения р = 1), может быть получена в самом
узком сечении сопла критическая скорость потока, равная ско-
рости звука в данной среде, если отношение давлений р21рх <
< гкр, где гкр = (Р1/р2)кр — критическое отношение давлений
до и после сопла.
При этом расход остается постоянным и не зависит от изме-
нения р2, если соблюдается условие р2/рх < гкр.
Величина гкр зависит от показателя адиабаты х газа или пара
и от отношения d/D в соответствии [20] с уравнением
<р-х)/х + К* - 1 )/2] (d/D)4 = (х + 1)/2.
Значения гкр в зависимости от d/D для различных х, полу-
ченные по этому уравнению, приведены в табл. 15.
Формулу массового расхода (11) можно представить в виде
QM = ЛР0/2р1р, (59)
где А = ае / 1 — р2/рг = const при р2/рг < гкр
Таблица 15 Значение критического отношения давлений гкр — (/h/pi)Kp
в зависимости от tl/D и х
d/D х = 1,10 х = 1,20 X = 1,40 х = 1,667
0 0,5847 0,5645 0,5283 0,4872
0,2 0,5849 0,5647 0,5285 0,4874
0,4 0,5877 0,5675 0,5325 0,4905
0,6 0,6006 0,5809 0,5454 0,5050
0,8 0,6440 0,6258 0,5925 0,5542
105
Рис. 47. Критические сопла Вентури: а — с тороидальным горлом; б — с ци-
линдрическим горлом
Таким образом, в этом случае вместо перепада давления изме-
ряют лишь начальное статическое давление рх иа расстоянии D
от входа в сопло.
Для газа предыдущая формула с учетом уравнения (21) при-
нимает вид
QM = BFoPl/^rv (60)
где
В — А У 2рнТн/рнЛ = const.
Для достижения критической скорости целесообразно приме-
нять сужающее устройство типа сопла Вентури. Благодаря диф-
фузору в нем получается критическая скорость при значительно
большем отношении p2/pi, чем в сопле (здесь р2 — давление на
выходе из сопла Вентури).
В рекомендациях ИСО [17] приводятся в качестве сверхкри-
тических сужающих устройств две разновидности сопла Вентури:
с входной частью, очерченной одним радиусом, т. е. сопло Вен-
тури с тороидальным горлом (рис. 47, а) и- сопло Вентури с ци-
линдрическим горлом (рис. 47, б).
Общие требования к тому и другому типу сопла Вентури:
d/D < 0,25; средняя шероховатость поверхности входной то-
роидальной части и горла сопла должна быть не более 15 10-ed,
а конического диффузора не более 10“М; среднее арифметиче-
ское отклонение входной части и горла сопла от тороидальной
или цилиндрической формы не должно быть более 0,001с!; длина
диффузора не менее d.
У сопла Вентури, изображенного на рис. 47, а, входная часть
и горло очерчены радиусом т = (2 ± 0,2) d. Диаметр входа
в сопло должен быть равен (2,5 ± 0,1) d, а входная часть сопла
вдвинута внутрь трубопровода; половина угла диффузора —
в пределах 2,5—6°. Подобное сопло Вентури исследовалось в ра-
ботах [15, 21].
Входная часть сопла Вентури, изображенного на рис. 47, б,
очерчивается радиусом г — d и имеет цилиндрическое горло,
длина которого I = d; половина угла диффузора — в пределах
3—4°. Сопло исследовалось в работах [16, 22].
106
При малых значениях радиуса г теряется постоянство коэф-
фициента истечения С.
Согласно [17] перед критическими соплами Вентури должны
находиться или трубопровод круглого сечения, или же большое
пространство со стенками не ближе, чем 5d от оси сопла Вентури.
Рекомендуется для устранения вращения потока на расстоянии
не менее 5D перед соплом Вентури устанавливать струевыпрями-
тель длиною не менее D. Эксцентриситет между осями трубопро-
вода и сопла Вентури должен быть не более ±0,02£). Измерение
давления следует производить перед соплом Вентури на расстоя-
нии (1 ±0,1)£>, а температуры — на расстоянии (2 + 0,2) D.
Нередко, например в проекте международного стандарта [17],
при подсчете расхода QM с помощью сверхкритического сопла
исходят не из статического plt а из полного начального давле-
ния р0, равного сумме статического и динамического давлений
перед соплом. Предложены следующие две формулы для подсчета
QM, исходя из давления р0:
Qm ~ ССцР0 РоРо
и ________
Qm — CC0FоРо/у^(R/M) То,
где С — коэффициент истечения сопла; Со — критическая рас-
ходная функция; CR = С/)/k; R — универсальная газовая по-
стоянная (Дж-кмоль-1 К-1); М — молекулярная масса (кг/кмоль);
То — температура газа; р0 — плотность газа, соответствующая
давлению р0.
Для идеального газа
Со = х1/2[2/(х — 1)](х+1)/2
Величины р0, TQ и р0, согласно [17], можно определить по
следующим формулам:
Ро = А [1 + (х + 1) Ма2/2]’‘/'(х—1);
То = 7\[1 +(х — 1)Ма2/2]*/<*-‘>;
Ро = Pd (,РоТ dkd)RpdT Л),
где Ма — число Маха перед соплом; pd — плотность газа, изме-
ренная при давлении pd, температуре Td и коэффициенте kd
сжимаемости (желательно иметь pd = р1( Td — 7\ и kd = kJ.
Коэффициент истечения С для критических сопел Вентури
можно определять по уравнению
С = а — b Re7",
где для сопла с тороидальным горлом: а = 0,9935; b = 1,525;
п ~ 0,5 в пределах 10® Re <1 107; для сопла с цилиндрическим
горлом: а — 0,9887; Ь = п = 0 в пределах 3,5-105 <7 Red <7
-<2,5-10® и а = 1; Ь — 0,2165; п = 0,2 в пределах 2,5-10® <
< Red <2 -10’.
107
Предельная погрешность С равна ±0,5 %. При возрастании
Red от 1-10* до 1-Ю7 коэффициент С изменяется от 0,9920 до
0,9930 у сопел с тороидальным горлом и от 0,9887 до 0,9914 у со-
пел с цилиндрическим горлом.
Значение критической расходной функции Со зависит от рода
газа, а также его давления р0 и температуры То. Так, при р0 =
= 1 МПа и /0 = 25 °C имеем для азота, кислорода, аргона и ме-
тана значения Со = 0,6859; 0,6876; 0,7304 и 0,6754 соответственно;
с увеличением р0 и уменьшением значения С возрастают.
Весьма обстоятельный обзор работы различных сужающих
устройств при сверхкритическом отношении давлений p2/Pi Для
измерения расхода газа дан в работе [14]. Измерению расхода
пара при сверхкритическом отношении p2/Pi посвящена работа
[19]. Влияние отклонения реальных газов от закона для идеаль-
ных газов при высоких давлениях на работу сверхкритических
сужающих устройств рассматривается в работе [18].
Применение критического сопла Вентури вместо критиче-
ского сопла позволяет повысить отношение p2/pi от значений
0,53—0,57 до значений 0,83—0,87.
Особенно целесообразно применение критических сужающих
устройств в качестве образцовых при поверке и градуировке [20].
4.5. Измерение расхода жидкости
в условиях кавитации
При протекании жидкости через сужающее устрой-
ство в результате падения давления могут в некоторых случаях
возникнуть условия для образования кавитации — разрывов
сплошности жидкости газовыми или паровыми пузырями. Следует
различать газовую и паровую кавитацию. Большинство промыш-
ленных жидкостей имеют контакт с воздухом или другим газом
и последний находится в жидкости в растворенном, а частично и
в нерастворенном виде. Мелкие нерастворенные пузырьки воз-
духа, а также механические примеси существенно снижают проч-
ность воды на разрыв и становятся центрам образования газовой
кавитации, при которой происходит переход воздуха или газа из
растворенного в нерастворенное состояние по мере понижения
давления жидкости при проходе ее через сужающее устройство.
Если же давление р падает до давления насыщенного пара рн. п,
то возникает паровая кавитация — частичный переход жидкости
в паровую фазу. Переходная зона может быть названа областью
смешанной кавитации. В результате кавитации может возникнуть
заметная погрешность при измерении расхода с помощью сужаю-
щих устройств. В связи с этим следует стремиться применять
последние при бескавитациоином режиме течения жидкости, что
обеспечивается, если отношение l^plpi не превзойдет некоторого
порогового значения.
В работе [23] отмечается, что бескавитационное течение до-
стигается при выполнении условия Др/pi <Д1 — CL)/V, где
108
CL — кавитационный критерий; V — характеристика проточной
части, зависящая от геометрии сужающего устройства.
Исходя из этой зависимости, в документе РД 50-411-83, по-
лагая для большинства сужающих устройств V = 1, рекомен-
дуется исходить из условия Ар/рх < (1 — CL) или p2/pi CL
и лишь для цилиндрического сопла из условия Др/pi -< 0,57 X
X (1 — CL). Величина CL определяется по формуле CL —
= 2Л/(/В2 — 4ЛС — В), где А 2 [1 — F0-x/(x — 1)] X
X FO — (1 — т2) (р*. в/р — F0)2; 'В = 4F0-[F0 п/(п — 1) —
— 11+2 (1— т2) (I — FO) (рй. а/р — FO); С = 2FO 11 —
— F0 х/(к — 1) ] — (1 — т2) (1 — FO)2.
Здесь х — показатель адиабаты; FO — коэффициент раство-
римости воздуха в жидкости, причем FO = 0,02, если плотность
жидкости р > 1000 кг/м3, FO — 2,068 ехр (—р/500) — 0,259, если
р + 1000 кг/м8; рн, п — давление насыщенных паров.
В правилах РД 50-213-80 условие бескавитационного течения
жидкости дано в несколько другой математической форме. Заме-
тим, что в подавляющем большинстве практических случаев
условия, приведенные в том и другом документе, удовлетворяются
и имеет место бескавитационный режим течения. Лишь при одно-
временном сочетании высокой температуры и низкого давле-
ния Pi величина CL достигает большого значения (порядка 0,9).
При ti < 90 °C и pi >• 0,2 МПа значение CL обычно не превосхо-
дит 0,2—0,3, причем оно несколько возрастает с увеличением т.
Так, при испытании сопел на воде [231 при температуре 21 °C на
трубах, имевших D = 30, 50 и 100 мм, при т = 0,151 значения CL
изменялись лишь от 0,15 до 0,16 с уменьшением рх от 0,9 до
0,15 МПа, а при т = 0,3 значения CL возрастали от 0,163 до
0,175 с уменьшением рх от 0,9 до 0,15 МПа.
Если же имеется кавитация, то следует применять сужающие
устройства, перепад давления в которых практически не зависит
от этого явления. К таким устройствам относятся различные диа-
фрагмы (стандартная, износоустойчивая, с входным конусом,
с двойным конусом н двойная) с угловым способом отбора пере-
пада давления. В этих диафрагмах зона максимальной скорости,
где в наибольшей степени проявляется кавитация, находится
после сечения, в котором отбирается давление р2. У сопел, сопла
Вентури и трубы Вентури давление р2 отбирается или непосред-
ственно в этой зоне, или же эта зона оказывает влияние на давле-
ние р2. При этом перепад давления оказывается больше, чем при
отсутствии кавитации, потому что возрастает объем двухфазной
смеси и образуется дополнительное сопротивление нормальному
движению жидкости. В связи с этим коэффициент расхода у по-
добных сужающих устройств при кавитационном режиме будет
меньше, чем при его отсутствии. Так, в работе [24] для стандарт-
ных сопел с т — 0,649; 0,601; 0,499; 0,413; 0,299 и 0,202 при ка-
витационном режиме получены значения коэффициента расхода
а = 0,857; 0,88; 0,923; 0,96; 1,038 и 1,08 соответственно.
109
С уменьшением диаметра трубы D и относительной площади
уменьшается и число Рейнольдса Red, начиная с которого воз-
никает кавитация. В связи с этим избежать последней нередко
удается посредством увеличения т и D.
4.6. Измерение расхода в трубах малого
диаметра (D = 104-50 мм)
Коэффициенты расхода стандартных диафрагм, при-
водимые в международном стандарте 5167 и правилах РД 50-213-80,
справедливы для труб с D > 50 мм. Одиако нередко надо изме-
рять расходы в трубах, имеющих меньший диаметр. Если при
этом число Рейнольдса оказывается небольшим, то применяют
диафрагму с входным конусом, сопло четверть круга и другие
сужающие устройства, рассмотренные в гл. 3. Но при значитель-
ных числах эти устройства применять нельзя. В связи с этим
были проведены исследования [25—29] по определению коэффи-
циентов расхода стандартных диафрагм, установленных в тру-
бах небольшого диаметра. Большая серия испытаний была вы-
полнена [28 ] в трубах с D = 19 мм и 25 мм при d/D, находившихся
в пределах от 0,15 до 0,7; отбор давлений угловой. Была получена
следующая формула зависимости а от т и от Re:
а = 0,6025 + 0,343/п2 + (0,00075 + 0,013/n2) IO3//Re
при средней квадратической погрешности ао = 0,5 %. При т
0,4 коэффициенты а, определяемые по этой формуле, совпа-
дают со значениями а, приведенными в правилах для труб с D
50 мм.
Опыты проводились в гладких прошлифованных трубах, ше-
роховатость которых не превосходила 0,02 мм. Плоскости диа-
фрагм были тщательно обработаны, а входные углы были острыми.
В работе [25] испытывались диафрагмы на трубе с D = 10 мм.
При т от 0,05 до 0,3 коэффициенты расхода а оказались на 2—
4 % больше, чем при D = 50 мм в правилах. В работе [26] при
испытании диафрагм также в трубе с D — 10 мм коэффициенты
расхода а при т в пределах от 0,05 до 0,3 оказались на 4,7 %
больше, чем при D = 300 мм в правилах. Это можно объяснить
влиянием шероховатости труб и недостаточностью относительной
остроты входной кромки.
Обеспечить требуемую для стандартных диафрагм остроту
кромки гя 0,0004d при малых d очень трудно. Так, при d =
= 10 мм необходимо иметь гк 0,004 мм. Но даже вновь изго-
товленные диафрагмы обычно имеют гк — 0,024-0,04 мм. В связи
с этим для диафрагм, имеющих малые d, коэффициент расхода а
следует определять по формуле а = kaac, где ас — коэффициент
расхода стандартных диафрагм, a ku — поправочный множитель
на притупление входной кромки.
110
Если в формулы (37) и (38) для kn подставить значение h —
= гк — 0,02 мм, то получим для определения а следующие урав-
нения:
а = (0,99626 + 0,260435/d — 0,79761/d2 +
+ 1,13279/d3) ас,
пригодное при d 10 мм и
а = (1,0068 + 0,008287d) <хс,
пригодное при 7 мм d 10 мм Справедливость этих уравне-
ний подтверждена опытами на трубах, имевших D, равные 14
и 30 мм [27 ]. В связи с этим методические указания РД 50-411-83
допускают применение стандартных диафрагм в трубах с D от
14 до 50 мм при d от 7 до 40 мм и т от 0,05 до 0,64. Для т =
= 0,05; 0,10; 0,15; 0,20; 0,25; 0,30; 0,35; 0,40; 0,45; 0,50; 0,55;
0,60; 0,65 значения Remln-104 = 2,2; 3,0; 4,1; 5,6, 7,2; 9,0; 11;
13,5; 15,8; 18,4; 21,1; 24; 27 соответственно, а значения Remln =
= 107 для всех т.
Значения коэффициентов ас приняты здесь в соответствии
с правилами 28-64. Они определяются по формулам:
ас = 0,5950 0,04т -f- 0,3т2 при т < 0,3;
ас = 0,6100 — 0,0055/п -f- 0,45m2 при 0,3 < т <4 0,5;
ас = 0,3495 + 1,4454m — 2,4249m2 4~ 1,8333m3 при m > 0,5
Средняя квадратическая погрешность оа находится по фор-
муле оа = (Одс 4- erln)0'5. При m <4 0,36 имеем егК(, — 0,3 %,
а при т > 0,36 — оа(, = 0,5m0-5. Исходя из предположения, что
исходный радиус кромки гк может изменяться в пределах от 0
до 0,04 мм, определена погрешность = (5/d 4- 0,2) %. При-
веденная в РД 50-411-83 результирующая погрешность аа =
= [(5/d 4- 0,2)2 4- 0,09 ]0-5 при m <4 0,36 и ad = [(5/d 4- 0,2)2 4-
4-0,25ml0-5 при m > 0,36.
Поправочный множитель е тот же, что и для стандартных
диафрагм. Его погрешность ое (%) для D < 50 мм определяется
по формуле
Ое = П \р/р 4- (о£ 4- Одрср 4- <4)0*5 (1 — 8Ср)/еСр.
Все приведенные формулы справедливы лишь для гладких
труб.
В промышленных условиях обеспечить гладкость внутренней
поверхности труб весьма трудно, а чем меньше D, тем сильнее
влияет на а шероховатость трубы. Еще больше, учитывая малые
значения d, будет сказываться на а притупление входной кромки
в процессе эксплуатации. В связи с этим при необходимости осу-
ществления высокоточного измерения расхода следует рекомен-
довать при малых диаметрах D применять диафрагмы с заранее
111
притупленной кромкой, а также стандартные сопла с возможно
малыми значениями т для уменьшения влияния шероховатости
трубы. Для повышения точности измерения желательно индиви-
дуально градуировать диафрагмы с прилегающими участками
трубопровода.
В трубах малого диаметра иногда находят применение также
критические сопла [17] и сопла Вентури.
4.7. Торцевые сужающие устройства
Эти устройства применяются при необходимости
измерения расхода на входе или на выходе из трубопровода.
Первый случай измерения наиболее часто встречается при испыта-
нии воздуходувок и компрессоров. Измеряемая среда—воздух,
поступающий в трубу из окружающего пространства.
Подход воздуха к торцевой диафрагме или соплу должен быть
нестесненным. Это условие выполняется, если [32] на расстоянии
не менее 20d перед сужающим устройством по направлению ею
оси и на расстоянии не менее 10d перпендикулярном этой оси
нет препятствий, нарушающих движение воздуха.
Наибольшее применение для измерения расхода воздуха на
входе трубопровода получили стандартные диафрагмы. Первые
опыты по определению коэффициента расхода торцевых диафрагм,
имевших т от 0,25 до 0,65, были опубликованы Штахом [35]
в 1934 г. Коэффициент расхода а в этих опытах оказался рав-
ным 0,6, a Remin = 55 000 независимо от отношения т. В более
поздних отечественных исследованиях [30] торцевых диафрагм
с т от 0,42 до 0,81 на трубе диаметром 400 мм были подтверждены
эти цифры при средней квадратической погрешности оа, не пре-
вышающей 0,4—0,5 %. В рекомендациях ИСО [31] (на основе
опытов, проведенных во Франции) также подтверждается значе-
ние а = 0,6, но лишь для d/D С 0,4 (т 0,16). При дальней-
шем возрастании т, согласно этим опытам, а несколько умень-
шается до 0,595 при т = 0,7. Заметим, что в работе [30] также
было установлено незначительное снижение а до 0,598—0,599
при больших т. Применение диафрагм (как и других сужающих
устройств) на входе исключает необходимость наличия прямо-
линейного участка трубы перед сужающим устройством, что осо-
бенно важно при больших диаметрах труб. Кроме того, в этом
случае не нужна поправка на шероховатость трубы и требования
к концентричности установки сужающего устройства в трубе ста-
новятся менее жесткими.
Стандартные сопла, установленные на входе и имевшие т
от 0,16 до 0,49, были испытаны Штахом. Он получил а = 0,99
и Remln = 55 000 независимо от отношения т. В более поздних
опытах [32] было получено а = 0,992 с погрешностью 0,6 %.
В работе [33] приведены результаты испытания сопел Вентури,
установленных на входе всасывающего патрубка (D = 250 мм,
112
I = 500 мм) центробежного вентилятора. Полученные значения а
отличаются от стандартных не более чем на 1,5 %.
Другой способ уменьшения потерь энергии был предложен
в Японии, где исследовались сопла, у которых d = D. Входная
часть сопла была очерчена радиусом 0,40 и имела диаметр входа,
равный 20. За входной частью располагалась цилиндрическая
часть сопла. Давление рг измерялось на расстоянии 1,10 от
входной плоскости. Исследовались сопла, имевшие d от 28 до
269 см. С возрастанием числа Re коэффициент а увеличивался.
Так, при Re = 5,5-10*; 105; 2-105 и 5-105 значения а = 0,965;
0,97; 0,985 и 0,992 соответственно.
При установке сужающего устройства на выходе надо обеспе-
чить те же условия для свободного выхода измеряемого вещества,
что и на входе; причем при этом возможно измерение расхода
не только воздуха, но и жидкости (обычно воды) В последнем
случае на процесс истечения могут оказывать влияние силы по-
верхностного натяжения.
В опытах Штаха с диафрагмами на выходе, измерявшими рас-
ход воздуха, было установлено, что значения а при малых т —
— 0,0'54-0,3 совпадают, а при т — 0,34-0,7 немного больше стан-
дартных значений. В более поздних опытах [361 с диафрагмами,
имевшими d/D от 0,3 до 0,8, на трубе с D = 50 мм были получены
значения а на 0,1—0,4 % выше стандартных, что подтвердило
результаты Штаха.
Испытания торцевых диафрагм иа выходе были выполнены
также в Индии, но их результаты трудно сопоставимы с данными
работ [31, 32], так как давление отбиралось не у торца диа-
фрагмы, а на расстоянии / О. Штах исследовал также и стан-
дартные сопла, установленные на выходе, получив значения а
на 0,5 % меньше, чем у сопел, расположенных внутри трубы.
Но в правилах 27-54 рекомендовалось на выходе применять лишь
диафрагмы. Множитель е для торцевых диафрагм можно вычис-
лять по формуле (41).
В некоторых случаях, например, при измерении загрязнен-
ных жидкостей (в частности сточных вод) целесообразно приме-
нение на выходе сегментных диафрагм. Испытания на воде [34]
показали, что в этом случае при т — 0,1 коэффициент расхода а
на 3 %, а при т = 0,5 уже на 11 % больше, чем у сегментных
диафрагм, установленных внутри трубы.
4.8. Сопла особых профилей
Наряду с рассмотренным ранее стандартным соплом,
именуемым в международном стандарте 5167 соплом ИСО 1932,
предложены также сопла других профилей. К числу таких про-
филей относятся параболическое сопло и так называемое длинно-
радиусное сопло. Профиль первого из них — параболический.
Оно не обеспечивает постоянства коэффициентов а и С (см. рис. 13),
113
и перестало применяться после разработки сопла ИСО 1932.
Длиннорадиусное сопло включено в стандарт 5167 и находит
применение за рубежом. Профиль входной плавно сужающейся
части представляет собой четвертую часть эллипса; он переходит
в цилиндрическую часть длиною 0,6d. Имеются две разновид-
ности сопла: первая пригодна для 0,25 d/D < 0,8, вторая —
для 0,2 С d/D 0,5. У первой центр эллипса находится от оси
на расстоянии D/2, у второй — на расстоянии (7/6) d. Длина
входной части, равная большой полуоси эллипса, у первой со-
ставляет D/2, у второй — d; малые полуоси равны соответственно
(D—d)/2 и (2/3) d Коэффициент истечения С для обеих разновид-
ностей сопла определяется формулой С = 0,9965 — 0,00653 X
х (d/D)0-5• (106/ReD)0-5, пригодной для области 104 ReD 108.
Недавно предложено [Гл. 3, 8] коническое сопло, представ-
ляющее собою по существу конфузор, входной диаметр которого
равен D, а выходной — d. Угол конусности конфузора 0 = 27°
при т < 0,4 и 0 — 20° при т 0,4. При 0 = 2Т коэффициент
а — 0,9364—0,203/п 4~ 0,9487/п2 — 0,62545m3 в области Re
ехр (9,8 + 3,5m) При 0 = 20° коэффициент а = 1,07465 —
— 0,67355m -f- 1,141m2 в области 0,4 m 0,65 и Re> exp X
X (7,8 4- 6,8m). Допуск на угол 0 равен ±0,5°. Толщина сопла
Ь = (D/2 — d/2)/tg (0/2).
Глава 5. ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ РАСХОДА
С ГИДРАВЛИЧЕСКИМ СОПРОТИВЛЕНИЕМ,
ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ, С НАПОРНЫМ
УСТРОЙСТВОМ И С НАПОРНЫМ
УСИЛИТЕЛЕМ
5.1. Преобразователи расхода —
гидравлические сопротивления
Любое гидравлическое сопротивление, у которого
известна зависимость потери давления от расхода, может быть
преобразователем расхода. Но применяются, главным образом,
лишь сопротивления, работающие в ламинарном режиме, чтобы
получить линейную (или близкую к ней) зависимость между рас-
ходим Q и перепадом Ар. Основное такое сопротивление — ка-
пиллярная трубка, диаметр которой определяется уравнением
d 0,554Qmax/v (d, мм; 0m<v. м3/с; v, м2/с), полученным при
Re < 2300.
Изменение давления по длине капиллярной трубки при движе-
нии жидкости в ней при Re < 2300 показано на рис. 48. На
входе часть давления затрачивается на образование кинетической
114
Рис. 48. Изменение потенциальной и кинетической энергии по
длине капиллярной трубки
энергии входа рог/2 с равномерным профилем скоростей. Далее
на участке lx = 0,06Red d образуется параболический профиль
скоростей, при котором кинетическая энергия равна 2ри/2. Про-
цесс этот сопровождается некоторыми потерями энергии. Одно-
временно на всем участке трубы I, равном /г -f- /2, происходит
потеря давления Дрл от вязкостного трения по закону Пуазейля
Дрл = 128Qp//nd4.
При выходе из капилляра кинетическая энергия расходуется
на удар (Дру).
Для получения линейной зависимости между расходом Q и
перепадом давления оба отверстия для отбора этого перепада надо
делать в пределах участка 1г. Если же перепад давления Др
измеряется до и после капилляра, то получим
Др = дРл + дРв,
где Дрв = 16p<22/n2d4 — потеря давления на входном участке,
затрачиваемая на образование параболического профиля, причем
£ — коэффициент потерь (£ = 0,8 при остро обрезанной трубке
и £ = 1,12 при закругленном входе в трубку). При коротких ка-
пиллярах зависимость Q от Др будет приближаться к квадратич-
ной, а при длинных — к линейной. При I — I8d [2] зависимость Q
от Др имеет вид Q — &Др°-91. Чтобы получить зависимость Q от
Др, весьма близкой к линейной, надо иметь длину I — (2004-
4-300) d.
При измерении расхода газа в капилляре происходит [ 11
дополнительная потеря давления Дрг = Др/2/h, вызываемая
уменьшением плотности газа и увеличением его средней скорости.
Так как трудно измерить с необходимой точностью диаметр
капилляра d, его обычно экспериментально градуируют.
Преобразователь с одной капиллярной трубкой пригоден лишь
для измерения очень малых, рассматриваемых в гл. 32 расходов.
115
В связи с этим применяются преобразователи, состоящие из па-
кета капиллярных трубок, которые включены параллельно [6].
Таким способом измеряют расходы жидкости вплоть до 2000 кг/ч.
Так, для измерения расхода масла до 1000 кг/ч был применен па-
кет из 963 трубок диаметром 0,48 мм и длиною 150 мм. При этом
большое значение имеет плотное расположение трубок в пакете
и перекрытие зазоров между ними. Иногда капиллярный преобра-
зователь помещают в водяной термостат [8] для стабилизации
или компенсации изменения вязкости, обусловленного темпера-
турой.
Наряду с капиллярными трубками применяются преобразо-
ватели, сопротивление в которых создается пористой набивкой из
тонкой медной стружки, из стеклянных или бронзовых пористых
перегородок [3, 91, а также из металлических [7] или стеклян-
ных [2] шариков, расположенных между двумя металлическими
сетками. С помощью пористых перегородок из стекла измерялись
расходы жидкости [31 в пределах 0,8—100 см3/с, а из бронзы —
в пределах 15—450 см3/с. При размерах пор более 250 мкм линей-
ная зависимость между расходом и перепадом нарушается.
В работе [21 исследовались преобразователи с сопротивлением,
имеющим диаметр 25,4 мм и длину 152,4 мм, которое было запол-
нено стеклянными шариками. При диаметре d последних 0,2—
0,3 мм наблюдалась линейная зависимость между перепадом
давления и расходом воды (при Qmax = 10 л/ч и Артах =
= 12,5 кПа). При увеличении диаметра шариков до 1,15 и 1,75 мм
и Артах — 12,5 кПа достигались расходы в 90 и 170 л/ч, но по
мере увеличения диаметра шариков линейность между расходом
и перепадом нарушалась.
В работе [91 рассмотрены гидравлические сопротивления
в виде дисков диаметром 10, 15 и 20 мм и толщиной 6 от 2 до 10 мм,
выполненных из пористой бронзы методом спекания. Диски с
d — 10 и 15 мм помещались в отверстии диафрагмы, установлен-
ной в трубе диаметром 20 мм. Различные диски имели порог
фильтрации S, равный 18, 30, 50, 70 и 90 мкм. Этот порог возра-
стал с увеличением среднего диаметра частиц d4, образующих
пористый материал. Испытания показали, что линейная часть
характеристики уменьшалась с увеличением d4 и уменьшением
диаметра диска d. Диск, у которого d = 20 мм, S = 10 мм и
S = 30 мкм, имел линейную часть характеристики при расходах
воздуха вплоть до 6 л/мин.
В работе [10] предложено гидравлическое сопротивление, об-
разованное щелью высотою h между двумя параллельными пла-
стинчатыми дисками (см. рис. 49). В результате испытания [111
трех таких сопротивлений, имевших D = 20 мм и d =6 мм,
D = 20 мм и d = 12 мм, D = 120 мм и d = 60 мм при h в преде-
лах от 0,04 до 0,39 мм, была установлена хорошая линейная за-
висимость между Qo и Ар (как для воздуха, так и для воды).
Наибольший расход воздуха 12,6 м/мин был получен при D =
116
Рис. 49. Щелевое сопро-
тивление
= 120 мм, d — 6 мм и h = 0,2 мм (при
этом Артах = 650 Па). Более значитель-
ные расходы можно получить комбинацией
таких сопротивлений. Потеря давления
существенно возрастает с уменьшением h.
Сопротивления, работающие в лами-
нарном режиме, могут применяться и
для измерения пульсирующих расхо-
дов. В работе [51 описывается такой пре-
образователь, который был применен
для измерения расхода воздуха в трубе диаметром 60 мм, подавае-
мого поршневым компрессором. Сопротивление состояло из ячейкй,
заполненной навитыми друг на друга металлическими гофриро-
ванными и плоскими полосками, которые образуют треугольные
отверстия шириной 1 мм и высотою 0,87 мм. Оказалось, что две
такие ячейки, имеющие осевую длину, которая равна 20 мм, и
помещенные последовательно на некотором небольшом расстоя-
нии друг от друга, обеспечивают значительно лучшую линейную
зависимость между Qo и Ар, чем одна подобная ячейка длиною
40 мм. Между данным преобразователем расхода и поршневой ма-
шиной необходимо [6] иметь сглаживающую емкость, объем кото-
рой должен быть не менее 20, а еще лучше 50 объемов, перемещае-
мых машиной за один период пульсации. В случае применения
расходомера с сужающим устройством требуется сглаживающая
емкость в несколько раз больше.
5.2. Центробежные преобразователи расхода
На закругленных участках трубопровода, например
коленах, под влиянием центробежной силы возникает перепад
давления, зависящий от расхода. На этом основана работа центро-
бежных преобразователей расхода.
Разность давлений dp, возникающая на элементе частицы жид-
кости радиуса dR, которая движется со скоростью v (рис. 50),
определяется уравнением
dp = (pv2/R) dR.
Закон распределения скоростей в радиальном направлении,
подтвержденный экспериментами, имеет вид [030, 121
u = v0R/R0,
где о0 — скорость на среднем радиусе Ro.
Подставляя это значение v в предыдущее уравнение и интегри-
руя его в пределах от (Ro — D/2) до (Ro -f- D/2), получим
u0 = V RJ2D / 2 (Pi — p2)/p.
117
Рис. 50. Схема колена трубы и распреде-
ления давлений в его поперечном сечении
Рис. 51. Зависимость коэффициента
расхода колена ак от числа Re
Принимая среднюю скорость в сечении равной скорости п0
в центре [030], получим уравнение расхода
<?.=о <61>
где ак — коэффициент расхода, учитывающий расположение
мест отбора давлений и р2, шероховатость трубы и возможные
отклонения действительного распределения скоростей от при-
нятого закона.
При измерении расхода газа это уравнение должно быть до-
полнено множителем е.
Были проведены многочисленные эксперименты по определению
значения коэффициента ак для колен, имевших D от 10 до 900 мм.
Почти все оии проводились при расположении отверстий для
отбора давлений рх и р2 на диаметре, совпадающем с биссектри-
сой центрального угла поворота колена, которая составляет
угол 45° как с его входной, так и с выходной плоскостью.
Полученные значения ак находятся в пределах от 0,93 до 1,1.
Разброс этих значений существенно снижается, если исходить
из опытов, при которых диаметры колена и трубы равнялись
друг другу, размеры D и Ro были точно определены и
перед коленом был расположен прямой участок l^25D.
При этих условиях значения ак по данным работ [14, 181
находятся в пределах 0,96—1,04 или, иначе, aR = 1 ± 0,04.
На рис 51 показана зависимость ак от числа Re. Кривая 1 от-
ражает результаты опыта с коленами, имевшими D от 146
до 157 мм и RJD от 0,94 до 1,48 [0181. Кривая 2 взята из
работы [14], суммирующей результаты опытов ряда зарубеж-
ных исследований. Кривая 3 построена по формуле ак = 1 -4-
— 6,5/yrReD, имеющейся в американских рекомендациях по из-
мерению расхода [0291. Кривые 1 и 2 близки друг к другу. Кри-
вая 3 дает значения ак примерно на 1 % меньше, чем кривые 1 и 2,
но погрешность формулы, по которой построена эта кривая, выше
указанного расхождения. Из рис. 51 следует, что при Re >-
(2-4-3) 105 коэффициент ак почти не меняется или (как показы-
118
вают некоторые опыты) слегка возрастает от 0,995 до 1,00. При
меньших же числах Re наблюдается крутое падение ак у всех
кривых.
Не вполне ясно влияние D на ак. Большинство исследова-
телей этого влияния не обнаружило, но в работе [16] при испыта-
нии 37 колен, имевших D = 75, 125, 250 и 300 мм, было заме-
чено, что с увеличением D коэффициент ак возрастает и, к£оме
того, несколько увеличивается показатель степени при Др (от
0,5 до 0,52 при возрастании D от 75 до 300 мм). Причину послед-
него авторы объясняют усилением вторичных потоков в попереч-
ном сечении колена. Возрастание ак с увеличением D было под-
тверждено также в работе [19] при испытании колен с D = 100,
150, 200 и 300 мм при D/Ro = 0,2; 0,4; 0,6; 0,7; 0,8; 1,0; 1,2
и 1,4, и было предложено учитывать это возрастание поправоч-
ным множителем, зависящим от D1-8.
Недостаточная длина прямого участка трубы 1г перед коленом
существенно [14, 161 влияет на ак. Необходимы участки трубо-
провода (в большинстве случаев) более длинные, чем перед рас-
ходомерной диафрагмой. Так, в работе [18] рекомендуется иметь
длину 1Г соответствующую диафрагме с т = 0,7, а в работе [121 —
даже с т = 1 (путем экстраполяции кривой 1Г до tn = 1).
Измерять Ro необходимо с погрешностью не более ±0,5 %
и D с погрешностью не более ±0,15%. При недостаточно точном
измерении D и Ro погрешность измерения расхода может воз-
расти до 5 %. Рекомендации по измерению D и Ro, а также по
выбору устройств отбора давлений даны в работе [0181. При не
вполне круглом сечении трубы диаметры D, находящиеся в числи-
теле и в знаменателе формулы расхода, могут быть неодинаковыми.
Отверстия для отбора давлений должны быть строго перпендику-
лярны к внутренней поверхности трубы, не иметь заусенцев и
шероховатостей на входных кромках и находиться точно на бис-
сектрисе центрального угла поворота колена. Нарушение послед-
него условия (особенно на внутренней поверхности колена) может
привести к большой дополнительной погрешности. Изменение диа-
метров 6 отверстий от 0,5 до 6 мм не сказывалось [16] на резуль-
татах измерений. В работе 10181 рекомендуется иметь S = 6 мм
при D 300 мм и 6 = 8-г-10 мм при D > 300 мм.
Перепад давления, создаваемый коленом, сравнительно не-
большой и уменьшается с возрастанием Ro/D. При Ro/D — 1,5
перепад давления при одном и том же расходе примерно равен
перепаду в сопле при d/D = 0,8. Основное достоинство центро-
бежных преобразователей — отсутствие необходимости ввода в
трубу каких-либо устройств. Они применяются, главным образом,
при измерении расхода воды, но иногда также и при измерении
расхода газа [13].
В Японии исследовались [15] двойные колена с углом пово-
рота 180°, имевшие прямоугольное сечение со стороною а = 50 мм
и отношения R0/a — 2; 3 и 4. Отбор давлений производился в се-
119
чениях, составлявших с входной плоскостью угол Y — 22,5;
45; 67,5; 90; 112,5; 135,0 и 157,5°. Во всех случаях при Re >
> 4.105 коэффициент расхода ак сохранял постоянное значение.
При этом в зависимости от угла Y и отношения R0/a коэффициент ак
менялся в пределах от 0,97 до 1,03. С уменьшением R0/a коэффи-
циент ак увеличивался. При ¥ = 45° зависимость ак от R0/a
была минимальной.
Центробежным преобразователем расхода может быть не
только колено, но и другой закругленный элемент трубы, например
кольцевой ее участок. В работе [121 испытывалось кольцо, имев-
шее средний диаметр 2R0 = 175 мм и диаметр трубы D = 18 мм.
Отбор давлений производился в сечениях, находящихся под уг-
лами Y = 45, 90 и 180° по отношению к начальному сечению.
Наименьшее отклонение от ак = 1 составляло ± (0,44-0,7)%
при Y = 180°. Семь кольцевых преобразователей, имевших 2R0
в пределах от 50 до 128 мм и D в пределах от 7 до 13 мм, испыты-
вались [191 на воде, керосине и тяжелом масле. При Re > 4,7 X
X 104 коэффициент ак сохранял постоянное значение. Кроме
того, испытывался преобразователь, имевший 2R0 =150 мм и
D = 25 мм, для измерения расхода газа. Единственное преиму-
щество кольца перед коленом (при Y = 180°) — меньшее влияние
начальных условий входа и, следовательно, меньшая зависимость
от начальной длины прямого участка. Но кольцевой преобразо-
ватель сложен и не пригоден для средних и больших диаметров.
5.3. Преобразователи расхода — напорные
устройства
Напорные устройства создают перепад давления,
зависящий от динамического давления потока. Они преобразуют
кинетическую энергию потока в потенциальную. К этим устрой-
ствам относятся напорные: трубки, усреднители, крылья и усили-
тели. Только напорные усреднители образуют перепад давления
в зависимости от расхода, а остальные устройства — в зависимости
от скорости, существующей в месте их установки. Тем не менее
с помощью напорных трубок можно определять расход жидкостей
и газов.
Достоинства напорных устройств: малая потеря давления,
возможность измерения в трубах и каналах некруглого сечения,
доступность измерения местных скоростей при эксперименталь-
ных и других работах. Недостаток — очень малая чувствитель-
ность при небольших скоростях.
Напорные трубки. Классический пример напорного устрой-
ства — трубка Г-образной формы с отверстием, направленным на-
встречу потоку, которая называется трубкой Пито по имени фран-
цузского ученого, применившего ее для измерения скорости те-
чения реки. Такая трубка воспринимает полное давление, которое
равно сумме динамического рд = риЧ2 и статического ре давлений
120
Рис. 52. Дифференциальные трубки Пито с концами: а — с кониче-
ским; б — полусферическим; в — плоуэллипсондальиым
потока. Чтобы с помощью такой трубки измерить скорость v в
трубопроводе, необходимо кроме трубки Пито иметь еще трубку
для отбора только статического давления р0. Тогда дифманометр,
который измеряет разность давлений Др = рп — рс = рд, будет
служить для определения скорости по формуле
v = kcxtkT у/ 2 Др/р, (62)
где Ат — коэффициент трубки; Асж — коэффициент, учитывающий
сжимаемость газа, определяемый уравнением
£сж =11+ Ма2/4 + (2 — х) Ма2/24 + ... I"1,
где х — показатель адиабаты газа; Ма — число Маха, причем
Ma = v/c = v// хр/р.
Для жидкости коэффициент /гсж = 1. Для воздуха при нор-
мальных условиях эта поправка составляет около 0,5 % при
v = 70 м/с.
В большинстве случаев трубки для отбора полного и стати-
ческого давлений конструктивно объединяют. Подобное устрой-
ство наиболее правильно называть дифференциальной трубкой
Пито. Для таких трубок, изготовленных в соответствии со стандар-
тами ИСО 3354—75, ИСО 3966—77, ГОСТ 8.361—79 и
ГОСТ 8.439—81, коэффициент kr = 1 ± 0,0025. Разновидности
подобных трубок показаны на рис. 52. Каждая из них состоит
из двух трубок, одна из которых расположена концентрично
121
внутри другой. Центральная трубка имеет открытый конец, на-
правленный навстречу потоку. Она воспринимает полное давле-
ние рп. Статическое давление воздействует через отверстия, находя-
щиеся на цилиндрической поверхности внешней трубки. Оси
этих отверстий перпендикулярны к оси трубки, а значит, и
к направлению движения потока. Дифманометр, соединенный
с дифференциальной трубкой Пито, измеряет динамическое дав-
ление рд, которое равно разности полного ра и статического рс
давлений.
Часть трубки, параллельная оси трубопровода, называется
головкой, а перпендикулярная к этой оси — держателем. Но-
совая часть трубки имеет обтекаемую форму: коническую, полу-
сферическую или полуэллипсоидальную. Расстояние отверстий
для отбора статического давления от начала трубки должно быть
не менее (64-8) d, а от держателя — не менее (8 4-14) d, где d
наружный диаметр внешней трубки. Это необходимо для правиль-
ного отбора рс. Обычно общая длина головки находится в пределах
от 15 до 26 d. Диаметр отверстия для приема полного давления
равен (0,14-0,4) d, а для приема статического давления — (0,14-
4-0,2) d, но не более 1,6 мм, причем число этих отверстий должно
быть не менее шести. Головка с держателем соединяется по дуге
с радиусом (3±0,5) d или же впритык.
Во избежание возмущающего влияния трубки на поток в тру-
бопроводе желательно, чтобы площадь s проекции трубки вместе
с держателем на поверхность, перпендикулярную к оси трубо-
провода, составляла не более 2 % от площади sT поперечного се-
чения трубопровода. Если же 2 % < s/sT •< 6 %, то результат
измерения Ар надо уменьшить на величину 6Др, определяемую
согласно ГОСТ 8.439—81 из формулы
бдр ==: 0,7& (s/ST) Аршах>
где k изменяется от 1 до 0,8 при sT — от 0 до 0,2 соответственно
(/ — расстояние между концом носика и осью держателя трубки).
При s/sT > 6 % применять напорные трубки не следует.
Но даже при s/s = 2 % возникает погрешность oc/v = 0,0025
от стеснения потока.
Имеются и другие источники погрешности. Давление, возникаю-
ющее при торможении жидкости на торце носка трубки, несколько
завышено из-за смещения струй благодаря поперечному градиенту
скорости. При s/sT = 2 % это приводит к погрешности ag/v =
— 0,0015. Вследствие нелинейности статической характеристики
напорной трубки (она более чувствительна к положительным при-
ращениям скорости, чем к отрицательным) турбулентные пульса-
ции потока вызывают появление погрешности ot- При уровне
турбулентности 10 % имеем ot/v = 0,005. При небольшом наклоне
оси трубки к оси потока возникает погрешность <тф. При угле на-
клона <р < 3° имеем <тф/и = 0,0015. Далее небольшая погрешность
возникает от потери напора из-за трения на участке трубопро-
122
вода, равном расстоянию между отверстиями для полного и
статического давлений. При d/D = 0,02 и коэффициенте сопро-
тивления 1 — 0,05 погрешность ojv = 0,001. Кроме того, по-
грешность коэффициента трубки kT составляет 6Т = 0,25 %
или сгт/о = 0,00125. В ГОСТ 8.439—81 рекомендуется учитывать
также погрешность Оу/о = 0,002 от низкочастотных пульсаций
скорости.
Для определения общей погрешности измерения скорости v
надо учесть еще погрешность нДр измерения перепада давления Др
и погрешность ор измерения плотности р. Если считать, что
Одр/Др = 0,005 и Op/р = 0,001, то общая погрешность измерения
скорости жидкости (%) будет (ГОСТ 8.439—81) равна
оР — (одр/4 4~ Ор/4 -ф От -ф- Оь + + °/)°'S —
(63)
При измерении скорости газа надо учесть еще и погрешность
стсж определения коэффициента /гсж.
Иногда (но сравнительно редко) для измерения расхода вместо
дифференциальной трубки Пито применяют трубку Пито для от-
бора полного давления и трубку, расположенную перпендику-
лярно к стенке трубопровода, с отверстием на ее конце для от-
бора статического давления.
Чаще применяют две прямые цилиндрические трубки (зонды),
вводимые в трубопровод в радиальном направлении (обычно в об-
щем чехле). Отверстие в одной трубке направлено навстречу
потоку, а в другой — в противоположную ему сторону. Такие
трубки удобны для монтажа, и перепад давления, создаваемый
ими, в 1,5—2 раза больше, чем рл (что существенно ввиду малой
величины рд при небольших скоростях) Так, для газа при нор-
мальных условиях при v = 5 м/с динамическое давление состав-
ляет всего 17 Па Но для напорных трубок в виде зонда требуется
индивидуальная градуировка. Кроме того, они более чувстви-
тельны к перекосу, чем дифференциальные трубки Пито (у послед-
них перекос вплоть до 14ъ вызывает изменение ря не более чем
на ±1,5 %).
Имеется много работ по применению напорных трубок в раз-
личных условиях. Так,в работе (27 ] приведено исследование охла-
ждаемых напорных трубок, пригодных для работы при очень вы-
соких температурах, причем рассмотрено влияние вязкости жид-
кости при малых числах Re.
В работе [36] описывается измерение расхода воды в трубах
диаметром от 100 до 1000 мм с помощью напорных трубок в виде
цилиндрических зондов, имевших диаметр d = 13 мм при D =
= (100±400) мм и d = 21 мм при D = (400±1000) мм.
Возможность применения цилиндрической трубки для отбора
рд без градуировки рассматривается в работе [291. Опыты прово-
дились в трубе с D = 70 мм и с d от 0,8 до 9,5 мм. Необходимо,
чтобы расстояние отверстия для отбора рд от стенки трубы при
123
этом было не менее 0,1£>. Дополнительные сведения по на-
порным трубкам см. в работе [33].
Методы измерения расхода с помощью дифференциальной
трубки Пито. Имеются следующие методы измерения расхода
с помощью дифференциальной трубки Пито.
1. Метод «площадь—скорость», при котором сечение потока
разбивается на ряд элементарных площадок (кольцевых при круг-
лом сечении трубопровода), и по измерению скорости в каждой
из них определяется средняя скорость vc потока.
2. Непосредственное измерение средней скорости vc в месте
ее существования.
3. Измерение скорости ишах вдоль оси круглой трубы с по-
следующим определением по ней средней скорости vc.
4. Измерение местной скорости vM в произвольной точке се-
чения, в которой известно соотношение местной ом и средней vc
скорости.
Во всех этих методах средняя квадратическая погрешность
объемного расхода определяется по формуле
°Qe = + о,)0,5» (64)
где оО(, и crs — средние квадратические погрешности определения
средней скорости vc и площади сечения трубопровода s соответ-
ственно.
Для круглого трубопровода os = 2oD, где oD — средняя ква-
дратическая погрешность определения его диаметра D. Последний
находится как среднее арифметическое значение при измерении
диаметра не менее, чем в четырех равноотстоящих друг от друга
направлениях в плоскости приема дифференциальной трубкой
Пито полного давления. Если разность между двумя измерениями
более 0,5 %, то число измеряемых диаметров удваивают. Полагая
oD — 0,1 %, получим crs = 0,2 %.
При невозможности измерения внутреннего диаметра D в
ГОСТ 8.361—79 допускается его определение путем измерения
длины окружности трубы (например, с помощью стальной ру-
летки), вычисления наружного диаметра DB и измерения толщины
стенки трубы (например, с помощью ультразвукового толщино-
мера).
1. Метод «площадь—скорость» подробно рассмотрен и изложен
в стандартах ИСО 3966—77 и ГОСТ 8.439—81. Для получения
надежных результатов надо, чтобы перед измерительным сечением
был прямой участок /2 >• 20D или /2 40Dr, где Dr — гидравли-
ческий диаметр трубопровода некруглого сечения, а после —
участок не менее 5D или 10Dr. Кроме того, требуется, чтобы уро-
вень турбулентности был не более 10 %, отклонение от параллель-
ноструйности не более 5 %, а число Рейнольдса, отнесенное к диа-
метру отверстия полного давления, было (во избежание влия-
ния вязкости) не менее 200 мм. В круглом измерительном сечении
124
число точек измерений должно быть не меньше 12, не считая
контрольной точки в центре трубопровода. Эти точки располагают
на пересечении двух взаимно перпендикулярных диаметров с тремя
концентрическими окружностями, которые разделяют на две рав-
ные части три равновеликие кольцевые участки сечения потока.
Один из этих диаметров должен лежать в плоскости, совпадающей
с плоскостью ближайшего местного сопротивления, например
с плоскостью колена. С увеличением числа кольцевых участков,
возрастает точность измерения скорости в пристеночном слое.
В ГОСТ 8.439—81 рекомендуется точки измерения располагать
так, чтобы разделить поперечное сечение потока на участки с при-
близительно равными расходами (для обеспечения равной значи-
мости этих точек). В прямоугольном измерительном сечении число
точек измерения должно быть не менее 25. Ближайшие к стенке
точки измерения должны быть не ближе, чем на 1,5d, где d —
диаметр напорной трубки.
Во время последовательного измерения местных скоростей
расход в трубе не должен меняться; в этом надо убедиться с по-
мощью контрольной трубки, установленной в центре. Допустимы
лишь колебания скорости в центре не больше чем ±1 % от сред-
него значения.
Определив среднее арифметическое из четырех местных ско-
ростей на каждой измерительной окружности, вычисляют соответ-
ствующую среднюю скорость vr<, на данном радиусе г. Строят гра-
фик vrc в зависимости от (г/7?)2 в пределах от г = 0 до г = гп,
где гп —- радиус измерительной окружности ближайшей к стенке
трубы. С помощью планиметра определяют площадь Sj под этой
кривой. Площадь s2 под кривой в пристеночной зоне от гп до R
определяют по формуле s2 — т (т + I)-1 иГп ср (14- rl/R2),
где иГп ср — средняя скорость на окружности радиусом гп,
а т = 4-7-10, коэффициент, определяемый экспериментельно пу-
тем экстраполяции кривой скоростей, которая построена в лога-
рифмических координатах (см. ГОСТ 8.439—81). Средняя скорость
ис потока численно равна сумме площадей и s2. Кроме графи-
ческого в ГОСТ 8.439—81 допускается и численное интегрирова-
ние поля местных скоростей.
Погрешность о„с определения средней скорости ис в случае
применения метода «площадь—скорость» находится по формуле
— (ст« + °1 + От 4~ О? -f- On)0,S> (65)
где оо — погрешность измерения местной скорости, определяе-
мая по уравнению (63); о4 — погрешность интегрирования площади
(и, r/R); om — погрешность определения коэффициента т при-
стеночной площади; ог — погрешность от неточности установки
средства измерения в заданных точках; стп — погрешность от
конечного числа точек измерения в сечении потока. Согласно
125
ГОСТ 8.439—81 имеем ot = 0,1 %; am = 0,05 %; о, = 0,05 %;
оп = 0,1 %. Учитывая, что о„ = 0,7 %, получим аОс — 0,738 %.
Тогда по формуле (64), принимая « 0,2 %, получим среднюю
квадратическую погрешность измерения расхода = 0,74 %
и соответственно предельную погрешность 6<j = 2oQ = ±1,5 %.
В одной работе исследовался метод «площадь—скорость»
для измерения расхода деформированных потоков после колена,
диффузора, а также при резком изменении площади сечения трубы
на участке длиной 1-JD — 14,5. В 99 % случаев погрешность
измерения была положительной и возрастающей по мере увеличе-
ния степени деформированности потока, показателем которой
может быть отношение кинетических энергий массовых расходов
деформированного и осесимметричного потоков.
2. Метод непосредственного измерения средней скорости ос
применяется в трубах с D 300 мм лишь при осесимметричном
потоке при достаточной длине li прямого участка трубы. Согласно
ГОСТ 8.361—79 длина 1г должна быть не менее (30±55) D (в за-
висимости от вида местного сопротивления), а после нескольких
колен в разных плоскостях не менее 80D. Тогда при развитом
турбулентном течении точки средней скорости vc расположены на
окружности, отстоящей от внутренней поверхности стенки трубы
на расстояние (0,242 ± 0,013) R и соответственно от центра трубы
на расстояние (0,758 ± 0,013) R, где R — внутренний радиус
трубы. Некоторые исследователи получили последнее расстояние,
равным (0,762-i-0,777) R, что объясняется его зависимостью от
числа Re и шероховатости трубы. С уменьшением Re скорость vc
приближается к центру. Согласно ГОСТ 8.361—79 коэффициент
гидравлического трения 1 трубы должен быть не более 0,06,
погрешность определения расстояния точки отбора давления от
внутренней поверхности стенки трубы не более 0.005D, а число
Маха при измерении расхода газа не должно превышать 0,25.
Учитывая возможные отклонения скорости V, измеренной
при данном методе, от ос с помощью коэффициента ko = vc/v,
получим vc = kv. Тогда выражение для средней квадратической
погрешности ст0 определения средней скорости vc примет вид
%=(^ + <)°’5- (66)
Погрешность а0 может быть определена по уравнению (63),
а погрешность о*о зависит от градиента безразмерной скорости
у/ус по координате г = (R — г)/г, погрешности от неточности
определения местонахождения скорости vc и погрешности от
неточности установки напорной трубки ау. Согласно ГОСТ
8.361—79 погрешность <гу можно определить из выражения
оу = 100(бо/2 4- бт)/£>,
где 60 — допуск на овальность трубы по диаметру; 6Т — по-
грешность установки трубки. При D = 1200 мм допуск 60 =
126
= 8 мм, а 6Т = 2 мм; в этом случае оу = 0,5 %. Градиент безраз-
мерной скорости зависит от коэффициента гидравлического тре-
ния трубопровода.
Из примера, приведенного в ГОСТ 8.361—79, следует, что
при D = 1200 мм предельная догрешность измерения расхода
данным методом SQ = 2,2 %.
Для измерения скорости v в ГОСТ 8 361—79 допускается
применение не только дифференциальной трубки Пито, коэффи-
циент которой kT = 1 ± 0,0025, но и цилиндрической трубки
с наружным диаметром d0 — (5-4-30) мм и отверстием для приема
полного напора d0 = (2-?4) мм, ось которого расположена на
расстоянии (3-4-5) da от нижнего закругленного конца трубки.
При этом отверстие для отбора статического давления должно
находиться в стенке трубопровода в том же измерительном сечении.
3 В третьем методе измерения расхода, предусматривается
измерение максимальной скорости ишах на оси трубы. При этом
(согласно ГОСТ 8.361—79) длины /х прямых участков труб после
местных сопротивлений могут быть меньше, чем при измерении
средней скорости ос, а именно /х = (10-4-25) D и лишь после двух
и более колен в разных плоскостях /х = 50D.
Остальные требования в отношении О > 300 мм, X -< 0,06,
числа Маха (не более 0,25) и погрешности определения расстояния
точки отбора от стенки трубы (не более 0,0050) остаются прежними.
Средний расход vB определяется из уравнения vB = /гротах, где
kv = vc/vmax. Значение k„ зависит от шероховатости трубы, оце-
ниваемой коэффициентом гидравлического трения X, и от числа
Re. В ГОСТ 8.361—79 предусматривается применение данного
метода лишь в автомодельной области турбулентного течения,
когда kv зависит только от X. Определять kB надо эксперимен-
тально для каждого измерительного сечения путем измерения vB
И Отах. При X = 0,01; 0,02; 0,03, 0,04; 0,05 и 0,06 k„ = 0,875;
0,84; 0,80; 0,77; 0,74 и 0,713 соответственно. Пользоваться этими
значениями &0 можно, когда значения X достоверно известны.
Средняя квадратическая погрешность измерения расхода при
данном методе определяется выражением
«т<?0 = (°" + °в)0’5- (^7)
Ранее было показано, что о, = 0,7 % и os = 0,2 %.
Погрешность CFnv зависит от точности экспериментального
определения ka. Погрешность обычно изменяется в пределах
(1 -4-2) % в зависимости от метода определения kB. Тогда погреш-
ность измерения расхода Oq будет равна (1,25-4-1,6) %, а 6Ч —
= 20qo = (2,54-3,2) %.
4. Четвертый метод измерения расхода, при котором напорная
трубка устанавливается в произвольной точке измерительного
сечения, не нормирован. Его целесообразно применять после
127
устройств (сопла или конфузора), выпрямляющих эпюру скоро-
стей. Обстоятельное исследование этого метода измерения рас-
хода было выполнено в работе [24]. При угле конфузора 30°
и отношении его длины L к выходному диаметру D, равному 1,75,
получена в сечении, отстоящем на расстоянии 0,75D от среза кон-
фузора, очень хорошо выровненная эпюра скоростей, для кото-
рой коэффициент kv = Рс/Ртах = 0,995. Это удалось установить
лишь с помощью лазерно-доплеровского измерителя скорости,
позволявшего измерять скорости на расстоянии 0,1 мм от стенки
трубы. Опыты проводились на воде. Конфузор и сопло, которые
также выравнивают эпюру скоростей, создают потерю давления,
но зато, увеличивая скорость, улучшают точность ее измерения
напорными устройствами. Если скорость в трубопроводе весьма
значительна, то можно, согласно работе [25], выходное отверстие
сопла или конфузора сделать равными площади трубы, а перед
входными отверстиями в отрезке трубы большего диаметра поста-
вить сетку, играющую роль струевыпрямителя (этот отрезок соеди-
няется с подводящим трубопроводом с помощью короткого диф-
фузора).
Сравнивая между собою рассмотренные четыре метода, можно
сказать, что при малой длине прямого участка трубопровода
только установка конфузора или сопла может обеспечить хорошую
точность измерения расхода. Его дополнительное достоинство —
отсутствие необходимости установки напорной трубы в строго
определенной точке измерительного сечения.
Для второго и третьего методов требуется значительная длина
трубы /1( причем для второго метода (при измерении ис) требуется
большая длина /1( чем для третьего (при измерении ршах). Кроме
того, у последнего метода нет погрешности от неточности установки
трубки, так как градиент скорости на оси трубы равен нулю.
Поэтому он может обеспечить лучшую точность измерения расхода,
особенно при небольших и средних диаметрах труб. Но для этого
метода требуется предварительное экспериментальное определение
коэффициента ko — vc/vmax, и он пригоден только в автомодельной
области турбулентного режима. Так, при X = 0,01; 0,02; 0,03;
0,04; 0,05 и 0,06 этот метод применим, начиная от чисел Re =
= 5-107; 10е; 2,5-105; 105; 4,5-10* и 2,5-10*, в то время как область
измерения при втором методе начинается от чисел Re = 2-10е;
5-10*; 10*; 4-10® соответственно.
Во всех этих трех методах измеряется скорость лишь в одной
точке сечения трубы, в то время как для метода «площадь—ско-
рость» требуется последовательное измерение скоростей во мно-
гих точках при одном и том же значении расхода. В связи с этим
последний метод в отличие от трех остальных применяется при
временных, а не стационарных измерениях, хотя при этом и обес-
печивается повышенная точность измерения расхода.
Напорные усреднители. В напорных усреднителях перепад
давления происходит в зависимости не от местного, а от некоторого
128
среднего динамического давления
потока. Усреднение может осуще-
ствляться в пределах одного, а так-
же двух радиусов или диаметров по
кольцевой площади или иным спо-
собом.
Усреднение по кольцевой пло-
щади встречается довольно редко.
В этом случае в трубопроводе уста-
навливается кольцевая вставка (см.
рис. 1,э) длиною 1,5.0, прилегающая
к его внутренней поверхности. На
входе и выходе вставки, имеющей
плавный сопловой профиль, сде-
ланы отверстия на равных расстоя-
ниях друг от друга. Одни из них
направлены навстречу потока, а дру-
гие — в противоположную сторону.
Значительно чаще [20, 22, 23,
37 ] применяются усреднители давле-
ния по радиусу или диаметру. Они
состоят из цилиндрической трубки
(зонда), пересекающей трубопровод
в диаметральном направлении. В ней
имеется ряд отверстий, которые на-
правлены навстречу потоку. Такая
трубка называется осредняющей или
Рис. 53. Осредняющая напорная
трубка
интегрирующей. Осреднение давления в трубке сопровождается
перетеканием в ней жидкости или газа из центральных отверстий
в периферийные. Статическое давление отбирается либо у стенки
трубопровода в области невозмущенного потока перед осредняю-
щей трубкой, либо во втором цилиндрическом зонде с отверстием,
расположенным под углом 90 или 180° к направлению потока.
В этом случае нужна индивидуальная градуировка. Для обеспе-
чения прочности трубки и отсутствия вибрации диаметр dT сле-
дует выбирать тем больше, чем больше диаметр трубопровода D
и чем выше скорость, а также плотность вещества. В работе [20]
рекомендуется при увеличении скорости воды от 1,5 до 3 м/с уве-
личивать d/D от 0,02 до 0,03—0,05. Оба конца трубки укрепля-
ются в стенке трубопровода. Радиальная трубка, кончающаяся
в центре трубопровода, имеет меньшую прочность.
На рис. 53 показана осредняющая трубка, рекомендуемая
Одесским политехническим институтом. Она имеет восемь отвер-
стий, расположенных на расстояниях 0,3542?; 0,6162?; 0,7912?
и 0,9352? (где 2? — внутренний радиус трубы) от оси трубы. Диа-
метры d0 отверстий следует выбирать в два—четыре раза больше
толщины 6 стенки трубки, причем диаметры четырех периферий-
ных отверстий на 2 % больше диаметров остальных отверстий.
5 П. П. Кремлевский
129
Это приближает коэфициент трубки к единице. Заостренный конец
трубки упирается в конусную бобышку, приваренную к стенке
трубы. Другой конец прижимается фланцем. Внутренняя полость
трубки разделяется в середине пробкой. Внутри осредняющей
трубки проходит импульсная трубка с двумя отверстиями для
отбора полного давления на расстоянии 0.95R от оси трубы.
Наружный диаметр импульсной трубки d„ 0,5dB, где dB —
внутренний диаметр осредняющей трубки. Диаметр отверстий
d0 ~ (0,254-0,75) dB, где dB — внутренний диаметр импульсной
трубки.
Диаметр осредняющей трубки dT выбирают в зависимости от
диаметра D трубопровода.
Наибольший допустимый размер dJD равен 0,05. Внутренний
диаметр трубки dB w 0,8dT и, следовательно, толщина стенки
6 т 0, ldT. Статическое давление отбирается через отдельное от-
верстие в трубе, расположенное на расстоянии 2dT перед осред-
няющей трубкой под углом 45° вверх от горизонтального диаметра
трубы. Диаметр отверстия не более 5 мм, а его ось перпендику-
лярна к оси трубы.
В случае применения трубки, показанной на рис. 53, в тру-
бах с D > 50 мм при числах Re > 2-Ю8 и при длинах прямых
участков, приведенных в РД 50-411-83 (раздел 8) для т — 0,05,
коэффициент трубки равен единице с погрешностью, не превышаю-
щей ± (0,54-1) %. При этих условиях с помощью данной осред-
няющей трубки обеспечивается измерение средней скорости и не
требуется ее индивидуальная градуировка.
Для измерения расхода запыленного потока в работе [26]
описывается опыт применения интегрирующего зонда большого
диаметра, через нижний конец которого, выходящий наружу из
трубопровода, можно осуществлять удаление пыли.
Осредняющая трубка создает перепад давления, зависящий не
от средней скорости по площади усреднения, а от среднего квад-
рата скорости по этой площади. Это обстоятельство — причина
появления небольшой систематической погрешности измерения
расхода.
Были выполнены исследования по применению осредняющей
напорной трубки также для измерения расхода потока, имеющего
деформированное поле скоростей. Установлены значения коэффи-
циента преобразования трубки в зависимости от особого коэффи-
циента деформации [22]. Но для измерения расхода деформиро-
ванных потоков лучше применять не одну, а две осредняющие
трубки, расположенные крестообразно. Это позволяет измерять
расход сильно деформированных потоков [38], в частности, за
отводами насосов и за коленами на расстоянии IJD (3,54-
4-4) [21 ]. Статическое давление в этом случае рекомендуется от-
бирать из четырех отверстий, равномерно распределенных на
стенке трубопровода. Коэффициент крестообразных трубок kT
при установке на -расстояние IJD >- 4 после колена и на расстоя-
130
Рис. 54. Распределение давлений по длине трубки Вентури, установ-
ленной в свободном потоке
нии IJD 6 после регулирующей задвижки равен 0,97—98
[21].
Напорная лопасть. Рассматриваемое напорное устройство [30]
имеет форму обтекаемой лопасти или крыла, занимающего не-
большую часть проходного сечения трубы и установленного под
некоторым углом (обычно в пределах 45—90°) к оси потока (см.
рис. 1, ю). Лопасть имеет отверстия, расположенные различным
образом по отношению к оси потока. Разность давлений в этих
отверстиях зависит от угла установки лопасти, что дает возмож-
ность применять данное устройство для измерения расхода как
при малых, так и при больших скоростях.
Напорные усилители. Эти усилители представляют собой со-
четание напорных трубок с сужающими устройствами (обычно
микротрубками Вентури), занимающими небольшую часть сече-
ния потока. Их появление обусловлено стремлением повышения
измеряемого перепада давления, который при небольших скоро-
стях потока очень мал у напорных трубок.
На рис. 54 показана микротрубка Вентури, установленная
в свободном потоке, и приведена кривая распределения давления
по ее длине. Давление рг при входе в трубку Вентури больше на-
чального давления р0 на величину сопротивления 6р трубки
прохождению потока. Обозначая через £т коэффициент потери
давления, отнесенный к перепаду Ар = pt — р2 (рис. 54), по-
лучим 6р = |тДр. Скорость же входа в трубку будет меньше
скорости о0 окружающего потока в соответствии с уравнением
puo/2 — poi/2 = £ Др.
5*
131
90
Рис. бб. Двухступенчатая трубка Пи-
то—Вентури
Если рядом с микротрубкой
Вентури установить напорную
трубку для отбора полного да-
вления и брать это давление
в качестве вместо давления
на входе в микротрубку Вен-
тури, то общий коэффициент
усиления такого преобразова-
теля расхода, называемого
трубкой Пито—Вентури, воз-
растет на единицу.
Для обеспечения коэффи-
циента усиления порядка 15—20
применяют двухступенчатую
микротрубку Вентури илн двух-
ступенчатую трубку Пито —
Вентури. Внутри небольшой
трубки Вентури (рис. 55) помещается вторая меньшая трубка Вен-
тури, у которой входное или выходное отверстие совпадает с горлом
первой трубки. Давление р2 отбирается в самой узкой части второй
трубки, а давление р± — из отверстия, направленного навстречу
потоку. Коэффициент усиления k данного преобразователя мож-
но немного изменять, перемещая кольцо, имеющееся снаружи
большей трубки у ее выходного конца.
Напорные усилители применяются преимущественно для изме-
нения расхода в трубах большого диаметра. Обзор различных кон-
струкций микротрубок Вентури (в частности, с непрерывной про-
мывкой водой) для измерения расхода запыленного газа приво-
дится в работе [35].
Имеются зондовые конструкции микротрубок Пито—Вентури,
упрощающие их установку в трубопроводе. Так, в работе [281
описывается цилиндрической зонд диаметром 40—50 мм с нахо-
дящейся в нем трубкой Вентури, которая вместе с зондом распо-
ложена перпендикулярно к оси трубопровода. В зонде имеется от-
верстие, направленное навстречу потоку, через которое часть
потока поступает в зонд, проходит через трубку Вентури и вы-
ходит через открытый конец зонда, срезаемый под углом 30—
45° в сторону, противоположную движению основного потока.
Давление р2 отбирается из горла трубки Вентури с помощью
тонкой импульсной трубки, находящейся внутри зонда, а дав-
ление рх — непосредственно из зонда. Если вместо трубки Вен-
тури поместить в зонд трубку Далла, то можно повысить коэффи-
циент усиления.
В ударно-струйных преобразователях расхода перепад да-
вления возникает в процессе удара струи. Они применяются
для измерения лишь малых расходов' и рассматриваются
в гл. 32.
132
Глава 6. СОЕДИНИТЕЛЬНЫЕ И ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ
УСТРОЙСТВА РАСХОДОМЕРОВ
ПЕРЕМЕННОГО ПЕРЕПАДА ДАВЛЕНИЯ
6.1. Соединительные трубки
Сужающее устройство (или другой преобразователь
расходомера переменного перепада давления) соединяется с диф-
ференциальным манометром двумя импульсными (соединитель-
ными) трубками.
В большинстве случаев диаметр трубок выбирают в пределах
от 8 до 13 мм (чаще всего 10—12 мм). Меньшие диаметры нежела-
тельны из-за опасности засорения трубок и образования в них
воздушных пузырей или водяных пробок. С увеличением же диа-
метров возрастает расход материала и проводка становится гро-
моздкой, а при измерении расхода газа происходит и запаздыва-
ние показаний. Но с увеличением длины трубок, а также вязкости
и загрязненности измеряемой среды ИСО рекомендует (12] уве-
личивать диаметр трубок (табл. 16).
Длину соединительных трубок желательно выбирать возмож-
но меньше. При этом возрастает надежность проводки и быстро-
действие расходомера. Так, ИСО рекомендует иметь эту длину не
более 16 м, но нет запрета на применение и более длинных трубок.
Материал для изготовления трубок должен выдерживать дав-
ление измеряемого вещества, быть антикоррозийным и по воз-
можности удобным для монтажа. В большинстве случаев приме-
няют стальные трубки: водогазопроводные (газовые) и бесшовные
(используются при относительно больших давлениях). Бесшовные
могут быть изготовлены из углеродистой стали, а также из низко-
легированной и высоколегированной. Более удобны для монтажа
красномедные трубки из-за их гибкости в отожженном состоянии.
Они применимы при измерении расхода пара, воды, сухого и влаж-
ного воздуха. Но вследствие дефицита цветных металлов их при-
меняют лишь в особых случаях, например на транспортных уста-
новках, когда возможна вибрация линии и не допустимо приме-
нение стальных трубок. В некоторых случаях находят применение
Таблица 16. Виутреииие диаметры соединительных трубок
в миллиметрах в зависимости от их длины
Измеряемое вещество Длина трубок, м
0-18 18—45 45—90
Вода, пар, сухой газ 7 10 13
Влажный газ 13 13 13
Масло малой и средней вязкости 13 19 25
Очень загрязненная жидкость или газ 25 25 38
133
трубки из латуни, алюминия и алюминиевых сплавов. Для не-
высоких давлений (до 0,6 МПа) могут применяться трубки из
пластмасс: полиэтиленовые, поливинилхлоридные, винипласто-
вые и фторопластовые. Последние пригодны для измерения рас-
хода различных агрессивных сред при температурах от —196
до +250 °C [11].
При монтаже соединительных трубок надо обеспечить их гер-
метичность и возможность периодической чистки, осуществляе-
мой в разъемных соединениях, которые обычно образуются с по-
мощью накидных гаек. Плотность трубок проверяется в процессе
специальных испытаний. На концах трубок устанавливают
запорные органы (желательно игольчатые вентили прямоточного
типа), обладающие одним и тем же сопротивлением при любом
направлении движения среды. Это особенно важно при измерении
переменных расходов. Проходные сечения вентилей должны быть
не меньше, чем сечения трубок.
Не допустимы горизонтальные участки у трубок. Последние
должны иметь уклон не менее 1 : 10 или лучше 1: 12 [12] для
того, чтобы конденсат и осадки могли удаляться в ловушки или
отстойники, а пузырьки газа подниматься к газосборникам или
уходить в трубопровод. Эти уклоны надо увеличивать при изме-
рении расхода жидкостей более вязких, чем вода. Изгибы у трубок
надо делать плавными, т. е. без прямых и острых углов, а также
без вмятин. Расстояние от стен и колонн цеха должно быть не менее
25—30 мм [11]. Во избежание неодинакового нагрева или ох-
лаждения обеих трубок их надо располагать близко друг к другу
и (в случае необходимости) изолировать. Пластмассовые трубки
необходимо прокладывать на расстоянии не менее 100 мм от по-
верхностей, имеющих температуру 60—100 °C. Трубки должны
быть доступны для контроля и чистки.
6.2. Устройства, применяемые
при измерении расхода пара
При измерении расхода пара соединительные трубки
заполнены конденсатом. При измерении расхода может нарушить-
ся равенство высот конденсатных столбов в обеих трубках за
счет перемещения части конденсата в дифманометр. Во избежание
этого применяют уравнительные сосуды, имеющие большую пло-
щадь поперечного сечения. Они устанавливаются непосредственно
у сужающего устройства.
Дифманометр желательно располагать ниже сужающего уст-
ройства (рис. 56, а) с тем, чтобы воздух, выделившийся или слу-
чайно попавший в трубки, мог уйти в паропровод. При необходи-
мости установки дифманометра выше сужающего устройства надо
на самом верху поместить газосборники (рис. 56, б). При горизон-
тальном трубопроводе отбор давлений рх и р2 осуществляют по
горизонтальному диаметру. При вертикальном и наклонном па-
134
Рис. 56. Схемы расположения уравнительных сосудов и соедини-
тельных трубок при дифманометре, находящемся: а — ниже
диафрагмы; б — выше диафрагмы
ропроводе трубку, идущую от нижнего отверстия отбора, теплоизо-
лируют, поднимают до плоскости верхнего отверстия и в одной
плоскости вводят обе трубки в уравнительные сосуды. Последние
бывают со стоком и без стока конденсата в паропровод [012].
Преимущественно применяются первые. Их действие тем эффек-
тивнее, чем больше горизонтальная площадь fc зеркала в сосуде
и чем меньше измерительный объем VB дифманометра, т. е. тот
объем, который перемещается из одного колена в другое при из-
менении перепада от 0 до Дршах.
Погрешность измерения расхода 6<j %, возникающая в момент
изменения перепада от Дрг до Лра, определяется формулой
6Q = 50, (68)
fc ЛРпмх ДРз
где рж и рп — плотности жидкости и пара в уравнительном со-
суде соответственно.
Эта формула позволяет определить площадь горизонтального
поперечного сечения сосуда /с для заданной погрешности 6Q,
исходя из измерительного объема и предельного перепада Дртах
дифманометра. Чем больше V„ и чем меньше Apmax, тем больше
должна быть площадь сосуда fc.
Форма уравнительных сосудов, рекомендуемая ИСО [12],
показана на рис. 57. Малый сосуд имеет длину L — 100 мм и
емкость 170—250 см®, большой — длину L = 230 мм и емкость
600—800 см8. Толщина стенки s= 5; 7,1 и 12,5 мм при испыта-
тельном давлении 19 и 54 МПа соответственно. Диаметры и
в пределах от 12,7 до 24 мм в зависимости от давления и способов
соединения концов трубки. Диаметр d3 — (84-8,7) мм.
135
Рис. 57. Уравнительные сосуды, рекомендуемые ИСО
Для дифманометров компенсационного типа, имеющих очень
малую величину Уи, уравнительные сосуды можно [12] заменять
короткими неизолированными горизонтальными трубками.
При очень высокой температуре пара для предохранения сужа-
ющего устройства от попадания холодной жидкости из трубок
ИСО рекомендует непосредственно перед сужающим устройством
располагать ловушку типа кармана, объем которого примерно
равен объему уравнительного сосуда.
6.3. Устройства, применяемые при измерении
расхода воды и неагрессивных жидкостей
При измерении расхода жидкостей дифманометр же-
лательно устанавливать ниже сужающего устройства, чтобы воз-
дух, выделившийся в соединительных трубках, мог уйти в тру-
бопровод. Если необходимо устано-
вить дифманометр выше сужающего
устройства, то еще выше дифмано-
метра надо поместить сборники воз-
духа, а соединительные трубки, при-
соединяемые к сужающему устрой-
ству при горизонтальном трубо-
проводе в плоскости горизонтального
диаметра или немного ниже, надо
сперва опустить вниз на 100—200 мм
и лишь затем вести их к верху. Диа-
метр сборников воздуха 25—60 мм,
высота равна четырем диаметрам.
В случае загрязнения измеряемой
жидкости надо несколько ниже су-
жающего устройства поместить от-
стойные камеры. На рис. 58 показана
Рис. 58. Схема соединений при измерении
расхода воды в дифманометре, находящемся
выше диафрагмы:
/ — отстойные камеры; 2 — сужающее устрой-
ство; 3 — дифманометр; 4 — воздухосборник
схема с отстойными камерами и сборниками воздуха при дифма-
нометре, установленном выше сужающего устройства.
В случае опасности замерзания воды в соединительных трубках
применяют электрический или паровой обогрев. Но при этом
надо обеспечить равномерность нагрева обеих трубок и избежать
испарения воды в трубках. Если температура жидкости в трубо-
проводе более 120 °C, то для обеспечения равенства плотностей
жидкости в обеих соединительных трубках следует установить
уравнительные сосуды (как и при измерении расхода пара).
6.4. Устройства, применяемые при измерении
расхода агрессивных и вязких жидкостей
При измерении расхода агрессивных и вязких жид-
костей надо предотвратить их проникновение в соединительные
трубки и дифманометр. Для этого применяют сосуды с раздели-
тельными жидкостями, вялые мембраны (но не для вязких жид-
костей) и осуществляют непрерывную продувку или промывку
соединительных трубок.
Разделительные сосуды с разделительными жидкостями. Этот
метод защиты от агрессивных и вязких жидкостей наиболее рас-
пространен. Для его применения необходима разделительная
жидкость, которая не должна смешиваться или взаимодействовать
с измеряемой жидкостью и с манометрической жидкостью диф-
манометра. Она не должна быть вязкой при температуре среды,
окружающей соединительные трубки и дифманометр, и быть
нейтральной по отношению к материалам, из которых они изго-
товлены. В качестве разделительных жидкостей применяют:
глицерин, водоглицериновые смеси, дибутилфталат, этиловый
спирт, этиленгликоль, водоэтиленгликолевые смеси и др. Хорошо
себя зарекомендовали при измерении расхода сильных кислот,
щелочей, окислителей и восстановителей фтороуглеродистые
жидкости Б-1 и М-1, имеющие температуру застывания —17°
и —14 °C и вязкость при 20 °C от 1,5-10-6 до 3,5-10-8 м2/с и от
5-Ю-5 до 11 10-5 м2/с соответственно. Плотность этих жидкостей
2000 кг/м8. Они диэлектрики и не взаимодействуют с металлами.
Их можно применять, в частности, для измерения расхода хро-
мовой кислоты, дымящейся азотной кислоты, перманганата ка-
лия, перекиси водорода, галогенов и концентрированной серной
кислоты до 200 °C.
Для измерения расхода вязких и коксующихся веществ (гид-
рона, битума, рециркулянта), подаваемых поршневыми насосами,
в работе [10] рекомендуется заполнять сосуды чистым диэтилен-
гликолем, а в соединительные трубки ставить гасители пульса-
ций (капилляры) и применять компенсационные дифманометры,
имеющие ничтожный измерительный объем.
Разделительной жидкостью заполняют дифманометр, соедини-
тельные трубки и половину объема разделительных сосудов, уста-
137
ff)
Рис 59. Схема расположения разделительных сосудов и соединительных тру-
бок а — разделительная жидкость тяжелее измеряемой, б — разделительная
жидкость легче измеряемой,
1 — сужающее устройство, 2 — вентиль, 3 и в — уравнительные вентили, 4 — раздели-
тельный сосуд, 5 — измеряемая жидкость, 6 — разделительная жидкость, 7 — контроль-
ный вентиль, 9 — запорный вентиль, 10 — дифманометр, И ~ соединительная трубка
при верхнем расположении дифманометра
навливаемых около сужающего устройства (рис. 59). В остальной
части этих сосудов находится измеряемая жидкость, передающая
давление рг и рй в дифманометр через разделительную жидкость.
Если плотность разделительной жидкости рр больше плотности
измеряемой ри, то она заполняет нижние половины сосудов
(рис. 59, а), в противном же случае — верхние (рис. 59, б).
При применении разделительных сосудов появляется система-
тическая погрешность измерения расхода % из-за разности
плотностей рр и ри, определяемая уравнением
« ЛЛП Ун (ft?— ₽>« /сп\
*00-^-. (69)
где Уя — измерительный объем дифманометра; dc — диаметр раз-
делительного сосуда; Дртах — предельный перепад дифманометра.
Для учета этой погрешности надо в показания расходомера
вводить поправку 6Q или же рассчитывать сужающее устройство
не на перепад Ар max, а на перепад Арр, определяемый формулой
Арр = Apmax lb 8Vи (рр Ри)
Знак плюс в правой части этой формулы при рр > ри, а знак
минус — при рр < ри
138
ЬзелА
Рис. 60. Схема расположения разделительных
сосудов с гибкими мембранами
При измерении расхода
вязких жидкостей разде-
лительные сосуды обогре-
вают, а при измерении
расхода сжиженного га-
за — термоизолируют.
Диаметр сосудов dc
надо выбирать тем боль-
ше, чем больше Va и чем
меньше Ар max- При доста-
точно большом dB погреш-
ностью 6q можно пренеб-
речь.
Разделительные сосуды
с гибкими перегородками.
Такие сосуды приме-
няют, когда подбор разде-
лительной жидкости с не-
обходимыми химическими и физическими свойствами затруднен и
когда измеряемое вещество образует осадок или содержит меха-
нические примеси (к таким веществам относятся различные пульпы
и гидросмеси).
На рис. 60 показано применение в качестве разделителей
гибких мембран 2 из резины или полиэтилена, укрепленных в вер-
тикальной плоскости между фланцами сосудов 3 сегментнообраз-
ной или шаровой формы. Измеряемая жидкость 1 передает свое
давление через мембраны 2 нейтральной жидкости (обычно воде 4),
находящейся в трубках 5 и дифманометре 6. Мембраны должны
иметь нулевую или ничтожно малую жесткость при перемещении
объема не меньшего, чем измерительный объем дифманометра.
Разделительные резиновые мембраны применялись, в частности,
при измерении расхода гидроторфа с помощью труб Вентури [61.
На рис. 61 показана схема, нашедшая применение [8] для
измерения расхода пульп на алюминиевых заводах. На рис. 61
139
Рис. 62. Защита дифманометра с помощью
непрерывной продувки
Рис. 63. Схема защиты с од-
ним потоком продуваемого
воздуха
обозначено: 1 — труба Вентури, 2 — вставка из твердого сплава,
3 — разделительные сосуды, 4 — вялые перегородки в виде ци-
линдрических мешков из тонкой резины. Во избежание засоре-
ния и закупорки отверстия для отбора давлений рх и р2 у трубы
Вентури направлены кверху. В случае необходимости к раздели-
тельным сосудам может быть подведена вода.
Известны случаи конструктивного объединения разделительных
мембран с сужающим устройством. Так, для измерения расхода
жидкости, откачиваемой из водопонижающих скважин и содержа-
щей песок и пузырьки газа, разработана [4] диафрагма с каме-
рами больших размеров, каждая из которых разделена на две
половины вертикальными кольцевыми перегородками из мембран-
ного полотна, передающими давление разделительной незамерза-
ющей жидкости.
Непрерывная продувка или промывка соединительных трубок.
Данный способ защиты заключается [14] в непрерывной подаче
в соединительные трубки воздуха (при продувке) или воды (при
промывке) от постороннего источника, давление которого выше,
чем давление в трубках.
На рис. 62 изображена схема устройства для защиты дифма-
нометра посредством непрерывной продувки трубок воздухом.
По линии 1 воздух от небольшого компрессора или от сети сжа-
того воздуха проходит через регулировочные игольчатые венти-
ли 2 и указатели расхода воздуха 7, заполняет трубки 3 и 4,
а затем выходит в производственный трубопровод 6 в точках от-
бора давлений и р2 (точки а). Дифманометр следует устанавли-
вать выше сужающего устройства 5, необходимо иметь наклон
трубок 4 в сторону последнего для удаления влаги и конденсата
из воздуха. Чтобы разность давлений в точках б, измеряемая диф-
манометром, равнялась разности давлений рх — р2, надо иметь
140
одинаковое падение давлений в обеих трубках на участках б—а,
а для этого требуется равенство скоростей воздуха в них, что до-
стигается с помощью регулировочных вентилей 2 и указателей
расхода 3. Чтобы нарушение равенства скоростей продувки при
изменении расхода измеряемого вещества и изменении pY—р2
было пренебрежимо малым, надо иметь сопротивление вентилей 2
с участками трубок в—б во много раз больше, чем сопротивление
участков трубок б—а.
Чем меньше расход воздуха на продувку, тем точнее разность
давлений в точках б соответствует разности давлений рх — р2,
но при этом увеличивается запаздывание показаний дифманометра
с уменьшением расхода измеряемого вещества. Для снижения
запаздывания желательно иметь небольшие диаметры и длины как
соединительных, так и воздушных трубок, но не нужно умень-
шать проходные сечения на участках б—а. При измерении ус-
тановившихся и маломеняющихся расходов расход воздуха на
продувку каждой трубки можно иметь в пределах 5—10 л/ч, но
при работе прибора в системе автоматического регулирования и
при сильно изменяющихся расходах эти цифры могут быть су-
щественно увеличены.
Имеется схема (рис. 63) не с двумя, а с одним потоком защит-
ного воздуха [2], который, пройдя через регулировочный вен-
тиль 6 и трубку 5, барбатирует через столб измеряемой жидкости
в широкой трубке 4, соединенной с отверстием для отбора давле-
ния у диафрагмы 3, и далее через трубку 2 уходит в производ-
ственный трубопровод в точке отбора давления р2. Дифманометр 1
присоединен к трубке 5 и к верхней части трубок 2 и 4. Отверстия
для выхода воздуха в трубках 5 и 2 делают одного диаметра.
При этой схеме запаздывание показаний может быть уменьшено
и воздух не нарушает движения потока жидкости перед диафраг-
мой.
Непрерывная продувка применяется при небольших давлениях
измеряемого вещества и при возможности ввода в него воз-
духа.
При непрерывной промывке водой диаметры соединительных
трубок и трубок для подачи воды надо брать больше, чем при
продувке воздухом. Это практически не сказывается на запазды-
вании показаний, а сопротивление трубок уменьшается. В верх-
них точках системы надо иметь воздухосборник.
6.5. Устройства, применяемые при измерении
расхода пульп, а также загрязненных
и кристаллизующихся жидкостей
Для измерения расхода пульп и загрязненных жид-
костей помимо защитных гибких перегородок и непрерывной про-
мывки трубок, рассмотренных ранее, широко применяются от-
стойные сосуды или камеры с периодической промывкой их, а
141
Рис. 64. Схема защиты дифмано-
метра с помощью отстойных ка-
мер
75 мм, высота 250—300 мм.
иногда еще и камеры-фильтры. Подоб-
ная схема показана на рис. 64. Вся
система заполняется чистой водой
при закрытых 1 и открытых 2 вен-
тилях. При измерении расхода за-
грязненной жидкости осадки из тру-
бок 6 поступают в отстойные сосу-
ды 7, где и осаждаются. Периоди-
чески эти сосуды промывают чистой
водой, поступающей при открытых
вентилях 2 через трубки 5. При
этом вентили 1 должны быть за-
крыты, а спускные вентили 8 от-
крыты. Чистая вода при высоком
давлении в водопроводе может про-
мывать и вентили 1. Воздухосборни-
ки 3 помещены вверху трубок 4.
Диаметр отстойных сосудов 50—
Их надо помещать как можно ближе
к сужающему устройству. Эффективность отстойных сосудов
можно усилить, снабдив их сетчатыми фильтрами 1012].
При измерении расхода жидкостей, которые вязки и застывают
при комнатной температуре, преобразователи перепада давления
помещают непосредственно на трубе рядом с сужающим устройст-
вом [10].
Если жидкость содержит вещества (кристаллизующиеся или
выделяющие смолы), которые оседают на стейках, то полезно при-
менять большие отстойные сосуды с боковым патрубком, присоеди-
няемым непосредственно к местам отбора давлений [5].
Для прочистки отверстий для отбора давлений рг и pt ре-
комендуется [12] установка игольчатых зондов, иглы которых
сделаны из твердого и антикоррозийного материала, а длина штока
достаточна для полного вывода иглы из отверстий для отбора.
Утечка через сальник не допустима. Конструкции зондов для чист-
ки отверстий приведены в работах [1, 7].
В качестве сужающих устройств при измерении расхода заг-
рязненных жидкостей и пульп следует применять трубы Вентури
или сопла Вентури.
6.6. Устройства, применяемые при измерении
расхода чистого газа
В этом случае дифманометр рекомендуется устанав-
ливать выше сужающего устройства, а отбор давлений рг и р2
осуществлять в верхней части сужающего устройства. Это предот-
вратит попадание конденсата из газопровода в соединительные
трубки, а конденсат, который может выделиться из газа в трубках
142
будет стекать в газопровод.
Если дифманометр приходится
установить ниже сужающего
устройства* то еще ниже надо
разместить сборники конденсата
(рис. 65, а), имеющие диаметр
50—75 мм и высоту 200—
250 мм. При небольшом да-
влении газа, например 1000—
1500 Па, эти сборники могут
иметь наверху отверстие
для вытекания конденсата
по мере его накопления
(рис. 65, б).
Рнс. 65. Схема расположения отстой-
ных сосудов и соединительных трубок
при измерении расхода газа: а — от-
стойный сосуд закрытого типа; б —
отстойный сосуд открытого типа
При большой длине сое-
динительных трубок трудно
достигнуть непрерывности их
уклона. Тогда можно иметь
несколько отдельных уклонов, нижние точки которых необ-
ходимо соединить со своими сборниками конденсата.
6.7. Устройства, применяемые при измерении
расхода загрязненного газа
В отношении размещения дифманометра и установки
сборников конденсата здесь справедливо все, что было сказано выше
об измерении расхода чистого газа. Дополнительная же задача
в этом случае состоит в предотвращении попадания грязи и пыли,
содержащейся в газе, в соединительные трубки и дифманометр.
Один из возможных способов защиты — непрерывная продувка
соединительных трубок воздухом или чистым газом, рассмотрен-
ная ранее. Она особенно целесообразна при защите от газа, выде-
ляющего смолы при охлаждении. Другой способ — установка
рядом с местами отбора давлений больших отстойных камер
(диаметром 100—150 мм и высотою 1000—1500 мм) для оседания
в них большей части пыли и грязи, поступающей из газопровода.
Этот способ защиты предназначен для больших газопроводов.
Третий более надежный способ защиты — установка коксо-
вых фильтров над местами отбора давлений. Газ поступает в
фильтр по трубе диаметром 50 мм и проходит через слой кокса,
заключенный в съемном стакане с сетчатым дном. Устройство
фильтров приведено в работе [012].
Прочистку отверстий для отбора давлений рх и р2 можно
производить с помощью игольчатых зондов.
6.8. Устройства, применяемые при измерении
расхода агрессивного газа
Способы защиты от агрессивного газа те же, что и
от агрессивной жидкости, т. е. применение разделительных сосу-
дов с разделительной жидкостью, гибких перегородок и непрерыв-
на
a) S)
Рис. 66. Схема расположения раздели-
тельных сосудов и соединительных трубок
при измерении расхода газа и расположе-
нии дифманометра выше сужающего уст-
ройства
ная продувка. Но площадь
разделительных сосудов надо
брать больше при прочих
равных условиях, так как
разность плотностей разде-
лительной жидкости и изме-
ряемой среды в этом случае
в четыре-пять раз выше.
При установке дифманометра
ниже сужающего устройства
справедлива схема, изобра-
женная на рис. 59, а, с той
лишь разницей, что отбор
давлений и надо про-
изводить вверху в пределах
45° от направления верти-
кального диаметра. Возмож-
ные схемы расположения
разделительных сосудов и
соединительных трубок при
установке дифманометра выше сужающего устройства приведены
на рис. 66. Если разделительные сосуды 2 установлены около
сужающего устройства (рис. 66, а), то иа самом верху надо по-
местить газосборники 3. Необходимость в последних отпадает,
если разделительные сосуды 2 (рис. 66, б) установлены над
дифманометром. Но в последней схеме длинные трубки между
сужающим устройством 1 и разделительными сосудами 2 будут
заполнены агрессивным газом.
Глава 7. ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНЫЕ МАНОМЕТРЫ.
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА. ЖИДКОСТНЫЕ
ДИФМАНОМЕТРЫ С ВИДИМЫМ УРОВНЕМ
И ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ СЪЕМОМ УРОВНЯ
7.1. Общая характеристика дифманометров
Дифференциальные манометры (или сокращенно диф-
манометры) измеряют перепад давления, создаваемый сужающим
устройством или другим преобразователем расхода. Они разли-
чаются по принципу действия, пределам измерений и характеру
отсчетного устройства (показывающие, самопишущие, интегрирую-
щие и т. п.). Кроме того, многие дифманометры оборудуются элект-
рическими или пневматическими преобразователями перемещения
чувствительного элемента прибора в сигнал, поступающий на
вторичный измерительный прибор. При этом дифманометр может
144
иметь или не иметь отсчетное устройство (т. е. быть бесшкальным).
В последнем случае они по существу представляют собой двух-
ступенчатые преобразователи перепада давления.
Предельные перепады давления дифманометров должны вы-
бираться (согласно ГОСТ 18140—84) из ряда 10; 16; 25; 40;
63; 100; 250; 400; 630 Па; 1; 1,6; 2,5; 4; 6,3; 10; 16; 25; 40;
63; 100; 160; 250; 400; 630 кПа; 1; 1,6; 2,5; 4; 6,3 МПа.
По принципу действия дифманометры могут быть жидкост-
ными или деформационными.
Существуют следующие разновидности жидкостных дифмано-
метров: с неподвижными коленами, с одним подвижным коленом,
с двумя подвижными коленами и колокольные.
У всех дифманометров жидкостной системы измеряемый пе-
репад давлений (р±—р2) уравновешивается разностью давлений,
создаваемых столбом манометрической жидкости высотою h в ми-
нусовом колене и столбом вещества такой же высоты, находя-
щемся в плюсовом колене над манометрической жидкостью Но
только у дифманометров с неподвижными коленами эта высота
служит для измерения перепада —р2, который у других диф-
манометров измеряется по высоте перемещения колокола или
подвижного колена, или же по углу поворота кольца прибора.
Дифманометры с неподвижными коленами подразделяются на
приборы с видимым уровнем, с электрическим съемом положения
уровня и иа поплавковые дифманометры.
Деформационные дифманометры подразделяются на мембран-
ные и сильфонные. В них перепад давления уравновешивается
силами упругости мембраны или сильфона, или же дополнитель-
ной (обычно винтовой) пружины (одной или несколькими)
и измеряется по величине перемещения чувствительного эле-
мента.
Все перечисленные разновидности жидкостных и деформа-
ционных дифманометров могут быть компенсационными.
Жидкостные дифманометры обладают высокой точностью и
надежностью действия, но они инерционны и во многих из них
в качестве манометрической жидкости применяется ртуть; при
этом требуется соблюдение особых правил техники безопасности,
что осложняет эксплуатацию этих дифманометров.
Деформационные дифманометры малоинерциоины и для них
не требуется ртуть, но их показания зависят от степени совер-
шенства упругих свойств мембран или сильфонов, а при недоста-
точной надежности предохранительных устройств возможно их
повреждение при перегрузке. Отмеченные недостатки долго
сдерживали распространение деформационных дифманометров.
Теперь эти недостатки в значительной степени преодолены, и эти
приборы стали широко применяться, вытеснив в большинстве
случаев производственной практики жидкостные дифманометры
в области средних и больших перепадов давления Но в области
малых перепадов давления они не могут конкурировать с коло-
145
кольными и кольцевыми дифманометрами жидкостной системы.
Кроме того, жидкостные приборы широко применяются в ка-
честве образцовых и контрольных.
7.2. Характеристика жидкостных
дифманометров с видимым уровнем
Эти дифманометры состоят из двух трубок иди со*
судов, сообщающихся между собой и заполненных манометриче-
ской жидкостью до нулевой отметки шкалы. Высота столба мано-
метрической жидкости, а также высота подъема одного из сосу-
дов в приборах компенсационного типа измеряется визуально.
В некоторых случаях (в многотрубных дифманометрах) осущест-
вляется последовательное соединение нескольких трубок. В ос-
новном применяются дифманометры с одной манометрической
жидкостью, подразделяющиеся на U-образные (основные приборы)
и П-образные, но для измерения малых перепадов давления
существуют приборы и с двумя манометрическими жидкостями.
Имеется большое разнообразие приборов, работающих на
принципе U-образиой трубки, в том числе двухтрубные, много-
трубные, однотрубные с наклонной трубкой и компенсационные
дифманометры. Предельный перепад, измеряемый двухтрубными
и однотрубными дифманометрами, обычно равен 10,6-104 Па
(800 мм. рт. ст.). У многотрубных же дифманометров он не огра-
ничен, но они применяются очень редко. Приборы с наклонной
трубкой служат для измерения малых перепадов давления. Для
П-образных дифманометров не требуется манометрическая жид-
кость. Ею служит сама измеряемая среда — обычно вода. Их
предел измерения 6000—8000 Па (600—800 мм. вод. ст.).
Достоинства рассматриваемых приборов — простота устрой-
ства и высокая точность. Погрешность измерения обычно не пре-
восходит ±0,5—1 %, а в случае применения оптического отсчета
положения уровня она может быть снижена еще в десять раз.
Наименьшая абсолютная погрешность ±0,2 Па (±0,02 мм. вод. ст)
достигается у компенсационных микродифманометров, обычно
неправильно называемых микроманометрами. К недостаткам жид-
костных дифманометров с видимым уровнем относятся: только
визуальный характер показаний приборов, хрупкость стеклянных
частей и малая наглядность шкалы, затрудняющая отсчет пока-
заний.
Данные приборы применяются в качестве образцовых (напри-
мер, прибор Петрова) при поверке и градуировке, а также в ка-
честве контрольных при промышленных испытаниях и при раз-
личных исследовательских работах. Онн переносные и не при-
способлены для щитового монтажа.
Свойства манометрических жидкостей (плотность, поверхност-
ное натяжение, коэффициент объемного расширения) значительно
влияют на характеристики рассматриваемых приборов. В одно-
146
Таблица 17. Свойства манометрических жидкостей при t = 20 °C
Жидкость Плотность, г/см’ Поверх- ностное натяжение а-1 О’, Н/м Капилляр- ная по- стоянная •10~*, см1 Температур- ный коэф- фициент объемного расширения p.fo*
Этиловый спирт 0,789 22,27 0,0575 0,86
100 %-ный
Керосин 0,83 26,1 0,965 0,73
Толуол 0,867 28,6 0,0674 0,91
Бензол 0,879 28,86 0,0668 1,06
Вода 0,9982 72,75 0,1488 0,206
Бромбензол 1,484 36,26 0,048 1,34
Четыреххлор нстый 1,594 26,66 0,034 1,31
углерод
Бромоформ 2,88 41,53 0,0297 —
Ацетилентетрабромид 2,96 42,67 —. —
Ртуть 13,546 491 0,074 0,181
и двухтрубных дифманометрах применяется преимущественно
ртуть и вода, а в приборах с наклонной трубкой — спирт. Свойства
некоторых манометрических жидкостей приведены в табл. 17.
Плотностью манометрической жидкости определяется верхний
предел измерения, коэффициентом объемного расширения р —
температурная погрешность, а поверхностным натяжением и
капиллярной постоянной — погрешность от влияния капилляр-
ных сил. Вода и ртуть имеют небольшие коэффициенты р, но
у них повышенные значения поверхностного натяжения и ка-
пиллярной постоянной. Вводить поправку на температурное рас-
ширение легко, зная коэффициент р и температуру жидкости.
Сложнее вводить поправку на капиллярный подъем (вогнутый
мениск) или опускание (выпуклый мениск) жидкости, потому
что она зависит не только от диаметра, но и от чистоты внутренней
поверхности трубок. Подробнее о жидкостных дифманометрах
см. в работе [31.
7.3. Двухтрубные дифманометры
Простейший представитель жидкостных дифмано-
метров с видимым уровнем это стеклянная U-образная трубка,
заполненная до середины манометрической жидкостью и снаб-
женная шкалой. Но она применима лишь при очень небольших
давлениях измеряемой среды. Чтобы сделать ее пригодной для
измерения значительных давлений, надо взять две толстостенные
стеклянные трубки и укрепить их в металлических блоках. По-
добный дифманометр получил название двухтрубного. Конструк-
ция его показана на рис. 67. На доске 2 укреплены стальной блок 1
с внутренним каналом, шкала 3 (длиною 700—800 мм) и верхний
блок 12. С помощью накидных гаек и резиновых уплотнений две
147
толстостенные стеклянные трубки 4 за-
крепляются внизу в блоке 1 и вверху
в ртутеулавливающих камерах 5, в ко-
торых находятся короткие металличе-
ские трубки 14, являющиеся продол-
жением трубок 4. При чрезмерном воз-
растании перепада давления ртуть
выбрасывается в камеру 5, вытекает
из отверстий 7, имеющихся у тру-
бок 14, и через отверстия 6 вновь по-
ступает в трубки 4. Вентили 8 и 13
служат для присоединения импульс-
ных трубок, а вентили 9 и И для
продувки. Манометр 10 измеряет да-
вление рх. Заполнение ртутью и слив
ее производится через ниппель 16, за-
пираемый конусным клапаном 15.
Уравнение измерения дифманометра
имеет вид
Др = pi — р2 = hg (рх — pj), (70)
где h — разность уровней манометри-
ческой жидкости в трубках; рх и р2 —
плотности манометрической жидкости
и вещества, находящегося над ней.
Из уравнения (70) следует, что
А = Др/g (Pi — р2). (71)
Средняя квадратическая погреш-
ность оДр (%) определяется уравне-
нием
одр == 50 [(ДЛ/Я)2 +
Рис. 67. Двухтрубный диф- + (Др! + Дрг)/(Р1—рг) + (Ag7g)] ’ »
манометр
где ДЛ, Др1, Др2, Д§ — максимальные
погрешности определения h, plt р2, g.
Погрешность ДЛ — основная составляющая погрешности аДр,
зависящая, главным образом, от неточности отсчета и, кроме
того, от неточности градуировки шкалы, влияния поверхностного
натяжения, невертикальности прибора и температурного изме-
нения длины шкалы. Оценив неточность отсчета каждого из двух
уровней в ±0,5 мм, получим общую погрешность от неточности
отсчета, равную ±1 мм. Так как обе трубки имеют практически
равные или близкие диаметры, то погрешностью от поверхност-
ного натяжения можно пренебречь. Остальные погрешности
также пренебрежимо малы и, во всяком случае, в сумме составят
не более чем ±(0,14-0,2 ) мм.
148
Плотности ртути и воды известны с высокой степенью точности.
В связи с этим погрешностями ДР1 и Др2 можно пренебречь. Для
других жидкостей эти погрешности будут зависеть от точности
табличных данных или от точности непосредственного определения
плотности. Обычно эти погрешности в сумме не превосходят 0,1%.
Погрешность Д§ также пренебрежимо мала. Таким образом, при
достаточно больших высотах h погрешность измерения оДр будет
незначительной, т. е. порядка ± (0,1 -^-0,3) %.
Температурная погрешность 6* (%) и температурный коэффи-
циент <хт (%) дифманометра определяются [012] формулами:
6t = 100 (₽х - а) (I - 4);
at — 100 (Pi — а),
где t и 1Т — температуры дифманометра и градуирования соот-
ветственно; Pi — коэффициент объемного расширения манометри-
ческой жидкости; а — коэффициент линейного расширения шкалы
прибора.
Обычные двухтрубные дифманометры, пригодные для давле-
ний до 4—6 МПа, имеют трубки с внутренним диаметром 3—4 мм
и наружным — 8—11 мм. В конструкциях, рассчитанных на
высокое давление 20—25 МПа, для предупреждения чрезмерного
продольного изгиба уменьшают свободную длину трубок посред-
ством создания опоры в одной или двух точках.
7.4. Однотрубные дифманометры
При отсчете двух уровней в двухтрубном дифмано-
метре удваивается погрешность от неточности отсчета и удлиня-
ется процесс измерения. Последнее обстоятельство существенно
при измерении быстро меняющихся
расходов. Этих недостатков нет у одно-
трубного дифманометра, в котором
плюсовая трубка заменена сосудом
большого диаметра и отсчет произво-
дится только по уровню в одной
трубке (рис. 68).
Исходя из очевидного равенства
Fhx = Hflt где F и f площади по-
перечного сечения сосуда и трубки,
получим из уравнения (71) основное
уравнение однотрубного дифманометра
Рис. 68. Схема однотрубного
дифманометра:
О—О — нулевой уровень мано-
метрической жидкости, D н
d — диаметр широкого сосуда
и трубки соответственно
Н = Ap/g(P1-pa) (1 +ds/Ds), (72)
где d и D — диаметры трубки и сосу-
да соответственно
149
Средняя квадратическая погрешность аДр определяется урав-
нением
аЛр = 50 {(ДН/Н)2 4- (Др? + Ар?)/(р 1 - р2)2 +
+ [ Д//(/ + F)]2 + [f AF/F (f + F)]2 + (Ag/g)2 }°Л
где Д/7, Дрь Др2, Д/, AF, Ag — максимальные погрешности Н,
Pi, Р2. A F, g-
Влияние Д/ и AF на оДр ничтожно мало, если учесть, что
//F < 0,01. Влияние Дръ Др2, Ag так же, как и в двухтрубном
дифманометре, весьма невелико. Решающим будет влияние Д/7.
Хотя составляющая &Н, обусловленная действием капиллярных
сил, в данном случае больше, чем в двухтрубном дифманометре,
но погрешность их неточности отсчета вдвое меньше. В результате
точность измерения Др в однотрубном дифманометре будет выше.
Температурная погрешность и температурный коэффициент
однотрубного дифманометра определяются по тем же формулам,
что и для двухтрубного прибора.
7.5. Однотрубные дифманометры
с наклонной трубкой
Эти дифманометры применяются для измерения ма-
лых перепадов давления, не превышающих 1000 Па (100 мм
вод. ст ), когда дифманометры с вертикальными трубками не могут
обеспечить высокую точность измерения.
Перемещение манометрической жидкости п по оси наклонной
трубки (вдоль шкалы) связано с проекцией этого перемещения на
вертикаль Н с углом наклона трубки а зависимостью
п = H/sin а
Здесь Н определяется по уравнению (72). Чем меньше угол а,
тем выше чувствительность дифманометра. Но иметь а меньше
6—7° не рекомендуется вследствие сильного возрастания погреш-
ности измерения. Манометрической жидкостью здесь обычно слу-
жит этиловый спирт. Отношение f/F в большинстве случаев изме-
няется в пределах от 1/400 до 1/700. Рассматриваемые дифмано-
метры могут быть не только с постоянным, но и с переменным
углом наклона трубки, что позволяет повышать чувствительность
дифманометра с уменьшением предела измерения.
Известна конструкция однотрубного дифманометра [010],
у которого нижняя часть трубки наклонная, а верхняя — верти-
кальная. Это позволяет иметь большой верхний предел измерения
и сохранить точность измерения малых перепадов давления
Предложены также однотрубные дифманометры, имеющие кри-
волинейную трубку, переменная кривизна которой рассчитана
так, чтобы получить шкалу, пропорциональную расходу.
150
7.6. П-образные жидкостные дифманометры
П-образными называют жидкостные дифманометры
с видимым уровнем, имеющие форму П-образной трубки. Они раз-
деляются на двухтрубные и однотрубные (рис. 69). При частично
открытом вентиле 3 измеряемая жидкость устанавливается на
нулевой отметке шкалы. Выше нулевого уровня остается воздух.
При возникновении перепада давления Др жидкость в колене,
соединенном с давлением рх, поднимается, а в другом колене
опускается, образуя столб высотою Л, давление которого уравно-
вешивает измеряемый перепад Др. Давления рх и р2 в двухтруб-
ном приборе (рис. 69, а) подводят через вентили 1 и 5 в камеры
2 и 4, каждая из которых имеет объем Ук, определяемый урав-
нением
Vк ~ Vт (Ртах 2р0)/4р0,
где VT — общий объем трубок дифманометра; ртах — максималь-
ное значение давления рх; р0 — атмосферное давление.
Уравнение равновесия в этом случае то же, что и для U-об-
рдзного или двухтрубного дифманометра, в котором рх и р2 —
плотности измеряемой жидкости и воздуха соответственно. В
двухтрубном П-образном дифманометре надо производить отсчет
высоты столба h по двум уровням. Другой его недостаток — зна-
чительные колебания нулевых уровней при изменении давления
измеряемой жидкости. Для исключения этого недостатка
Рис. 69. Схемы П-образного дифмано-
метра а — двухтрубного; б — одно-
трубного
предложено заполнять верхнюю часть дифманометра вместо
воздуха какой-либо жидкостью более легкой, чем измеряемая.
Лучшее решение — применение однотрубного П-образного диф-
манометра вместо двухтрубного. У него (рис. 69, б) левое колено
заменено широким сосудом 2, через который проходит нулевой
уровень Подъем жидкости до этого уровня производится с по-
мощью правильно выбранных объемов камер 1 и 4 и вентиля 3.
Уравнения равновесия однотрубных дифманометров П-образ-
ного и U-образного типов со-
впадают. Также совпадают и
формулы для определения по-
грешностей.
Основное применение П-об-
разных дифманометров — из-
мерение расхода воды и реже
других жидкостей. Их чувстви-
тельность значительно выше,
чем у U-образных дифманомет-
ров, если в качестве мано-
метрической жидкости в по-
следних применяется ртуть.
Для дальнейшего увеличения
чувствительности верхнюю
151
часть П-образного дифманометра заполняют [1] не воздухом,
а жидкостью более легкой (например, керосином), чем измеряе-
мая (обычно вода).
7.7. Двухжидкостные дифманометры
Данные дифманометры состоят из U-образной трубки
имеющей на верхних концах широкие сосуды, в которые пода
ются давления pi и р2. Более тяжелая жидкость заполняет оди
из сосудов и U-образную трубку до нулевой отметки в ее измери
тельном колене. Выше этой отметки находится более легкая жид-
кость, заполняющая второй сосуд. Если давление подается в этот
сосуд, то нулевая отметка располагается вверху измерительного
колена, в противном случае — внизу. Уравнение измерения двух-
жидкостного дифманометра имеет вид
Pi — Рг — hg [pi (1 + f/Fj) — р2 (1 + f/Ft),
где pi и р2 — плотности тяжелой и легкой манометрической жид-
кости соответственно; f — площадь трубки; Л и Л — площади
верхних сосудов.
Если Fi = Ft f, то это уравнение приобретает вид
Pi — Рг = hg (Pi — р2).
Следовательно, чувствительность прибора возрастает с умень-
шением разности (pi — р2). Стремятся эту разность делать не-
большой, но для предупреждения смешения жидкостей и сохра-
нения четкого мениска надо, чтобы (р! — р2) (0,01 -=-0,05) г/см3
Температурная погрешность у двухжидкостного дифманометра
вследствие малой величины (р! — р2) может быть много больше,
чем у одножидкостного прибора. Ее можно уменьшить, если
одну из жидкостей (обычно, тяжелую) составлять в виде тройной
смеси. Хорошие результаты получены при смеси спирта, воды и
анилина или этилового спирта, бензолового спирта и воды при
применении керосина в качестве легкой жидкости [012]
Для повышения чувствительности в работе [4] предложены
дифманометры с двумя линиями раздела. Тяжелая жидкость за-
лита до средины высоты U-образной трубки, а ее верхняя часть
и сосуды залиты легкой жидкостью.
Условно к двухжидкостным приборам можно отнести дифма-
нометр с каплей или пузырьком воздуха [2], обладающей высо-
кой чувствительностью. Все двухжидкостные приборы служат
лишь для измерения перепада давления газа.
7.8. Жидкостные дифманометры
с электрическим съемом положения уровня
В этих приборах манометрическая жидкость (ртуть),
уравновешивающая измеряемый перепад давления, одновременно
служит элементом преобразователя кондуктивного или иидуктив-
152
ного типа, создающего сигнал,
который соответствует высоте стол-
ба ртути.
Схемы преобразователей кон-
дуктивного типа показаны на
рис 70. Первый из них (рис. 70, а)—
преобразователь проволочного ти-
па. В его минусовом колене 1
укреплена (припаяна к стеклу)
проволочка 2. Напряжение от ис-
точника питания подается к верх-
нему концу ее и к ртути, залитой
в дифманометр. Сопротивление
проволочки, включенной в мо-
стовую схему, меняется по мере
Рнс 70 Схемы дифманометров с
электрическим съемом положения
уровня: а — с проволочным пре-
образователем; б — с реостатным
секционированным преобразовате-
лем
увеличения измеряемого перепада давления и подъема ртути
в колене 1. При эксплуатации прибора надо предотвращать
окисление проволоки и ртути, растворение материала проволоки
в ртути и прилипание последней к проволоке и стенкам трубки
Проволока из платины или платиново-иридиевая [6] устойчива
к коррозии, но после нескольких месяцев работы ее поверхность
амальгамируется из-за высокой растворимости платины в ртути.
В результате сопротивление проволоки меняется. В связи с этим
предпочтительнее [Гл. 13, 10] применение проволоки из вольфрама
или молибдена. Для предотвращения окисления ртути полезно
изолировать ее от соприкосновения с измеряемым веществом
(влажным воздухом, водой и т. п ) слоем нейтральной жидкости.
Во избежание прилипания и зависания ртути проволоку надо
располагать по оси трубки, имеющей не слишком малый диаметр.
Диаметр же проволоки берут около 0,05 мм, с тем чтобы иметь
достаточную величину ее омического сопротивления. Подобные
дифманометры (рис. 70, а) применяются, главным образом, при
исследовательских и лабораторных работах.
На рис. 70, б изображена схема дифманометра с реостатным
преобразователем секционированного типа. В колене этого при-
бора 1 иа разной высоте расположены концы проволоки, при-
паянные к различным точкам сопротивления 2, которое выпол-
нено в виде секционированного реостата. Последний располагают
либо снаружи, либо внутри колена 1, но только выше максималь-
ного уровня ртути. К ртути и к верхнему концу сопротивления 2
подается напряжение. По мере увеличения перепада давления
ртуть, поднимаясь в колене 1, последовательно шунтирует секции
реостата, т. е. осуществляется не непрерывная, а ступенчатая
работа преобразователя. В этом недостаток данной схемы. Кроме
того, реостатный преобразователь конструктивно сложнее про-
волочного, но зато более надежен и стабилен. Дифманометры
с реостатными преобразователями изготовлялись рядом зарубеж-
ных фирм для работы в производственных условиях на давления
153
до 35 МПа и при предельных перепадах 5-Ю3—7-104 Па. Шкалу
измерительного прибора можно получить пропорциональной рас-
ходу, подбирая надлежащим образом сопротивления отдельных
секций реостата либо располагая контакты в колене 1 на рас-
стояниях, возрастающих по квадратичному закону [9].
В одном приборе [5] реостат состоял из 91 секции, которые
были намотаны на три концентрические катушки, помещенные
в масло в верхней части минусового колена. От каждой секции
вниз проходил стержень из коррозионно-стойкой стали. Длины
стержней были различны; этим достигалось последовательное
замыкание их при подъеме ртути.
В другом приборе [9], в стеклянную трубку однотрубного
дифманометра были впаяны контакты от 38 секций реостата.
Прибор был рассчитан на давление до 6,5 МПа.
Несмотря на некоторые преимущества этих приборов — воз-
можность применения типовых электрических счетчиков в ка-
честве интеграторов и удобство построения схем с автоматической
коррекцией на изменение плотности вещества, они широкого рас-
пространения не получили.
Еще реже применялись дифманометры не с реостатным, а с ин-
дуктивным преобразователем. В этом приборе [8] в минусовом
колене помещается Ш-образный железный сердечник трансфор-
матора, на средний стержень которого надета хорошо изолиро-
ванная катушка, питаемая переменным током. Ртуть при подъеме
в минусовом колене окружает сердечник, образуя короткозамкну-
тый виток вторичной обмотки. В результате индуктивное сопро-
тивление катушки (первичной обмотки) уменьшается, и ток в ней,
являющийся выходным сигналом, возрастает. Работа индуктив-
ного преобразователя не ступенчатая, а непрерывная.
Глава 8. ПОПЛАВКОВЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
8.1. Общая характеристика
Поплавковыми называются жидкостные дифмано-
метры с неподвижными коленами, у которых измеряемый перепад
давления уравновешивается столбом манометрической жидкости,
а измеряется перемещением поплавка, находящегося в одном
из колен дифманометра (рис. 71).
Обозначив через Н ход поплавка, который равен перемещению
уровня жидкости в поплавковом сосуде, через Dud — диаметры
поплавкового и непоплавкового сосудов соответственно, получим
уравнение измерения поплавкового дифманометра с цилиндриче-
скими коленами
А - А = Hg (Р1 - р.) (1 + D'/tf).
154
Рис. 71 Схема поплавкового
дифманометра с цилиндриче-
скими коленами:
1 — механизм, передающий дви-
жение от поплавка 3 к стрелке
прибора 2, 4 — минусовый по-
плавковый сосуд. 5 — плюсовой
сосуд
Для перехода на другой предел
измерения (при неизменных ходе по-
плавка Н и диаметре D) меняют диа-
метр d. В связи с этим соответствующее
колено или сосуд обычно называют
сменным. Равенство переместившихся
объемов дает уравнение для опреде-
ления d
d^Dy~H/(h — H).
Из этого уравнения следует, что чем
больше Л, т. е. чем больше предел из-
мерения Дрщах, тем меньше d. Отече-
ственные поплавковые дифманометры
при ртутном заполнении имеют семь
сменных сосудов на Дрт,у = 6,3; 10;
16; 25; 40; 63 и 100 кПа. Предельные
давления имеют значения 6,3; 25 и
40 МПа. Диаметр D поплавкового со-
суда немного больше диаметра по-
плавка Dn яз 78 мм, который должен
быть достаточным для получения не-
обходимой перестановочной силы. Ход
поплавка в отечественных дифмано-
метрах 30—35 мм. Значительно реже встречаются поплавковые
дифманометры не с ртутным, а с масляным заполнением для изме-
рения малых Дртах от 0,04 до 4 кПа, у которых диаметр поплавка
Da яг 160 мм, а предельное давление составляет 0,25 МПа.
В течение многих лет основными выпускаемыми дифманоме-
трами были именно поплавковые, отличающиеся надежностью
в работе и стабильностью показаний.
8.2. Погрешность поплавкового дифманометра
Выражение для средней квадратической погрешно-
сти поплавкового дифманометра с цилиндрическими коленами
такое же, как и у однотрубных жидкостных дифманометров
с видимым уровнем.
Основное значение в поплавковых дифманометрах имеет по-
грешность ДЯ. В нее дополнительно входит погрешность ДЯд
от несоответствия положения поплавка и уровня манометрической
жидкости в результате действия сил трения (главным образом,
в передаточном механизме). Обозначив через S приведенную к по-
плавку силу трения и через fB площадь поплавка, определим
величину перемещения уровня ДЯд, необходимую для преодоле-
ния силы S, из формулы
Д^Д — Sk/fn (Pi ра) g,
где k — йножитель, учитывающий, что при этом жидкость в по-
плавковом сосуде перемещается не по всей площади поплавкового
155
сосуда F, а лишь по площади зазора (F — /в). Очевидно, что
k = [1 + (F - + F/п = [1 - MF + fl],
где f — площадь непоплавкового сосуда.
Для уменьшения Д/7д следует увеличивать площадь по-
плавка fa, чтобы зазор между ним и стенками сосуда был мини-
мально допускаемым конструкцией прибора, а для уменьшения
&Н/Н желательно увеличивать Нтзх. Чем больше произведение
тем меньше влияние сил трения, но зато тем больше время
запаздывания дифманометра.
Температурная погрешность поплавкового дифманометра опре-
деляется уравнением
St — So + Sft.
Здесь б0 — погрешность вследствие нулевого смещения поплавка,
причем б0 = Яо Д//Н, где Яо — нулевое смещение поплавка при
Д£ = 1 °C; И — перемещение поплавка, соответствующее дан-
ному Др.
Для определения Но имеем [2] уравнение
HQ = {G (0 — 3£а) - Gn [(F/fa + f/fa) - 1] х
X (₽ — 2а) pi/(pr — p2)}/[pig(F + /)],
где G и Gn — веса манометрической жидкости и поплавка соответ-
ственно; 0 и а — коэффициенты объемного расширения ртути и
линейного расширения материала дифманометра; k — коэффи-
циент, равный 1,22 для отечественных поплавковых дифмано-
метров.
Погрешность вследствие изменения величины хода поплавка
определяется [012] приближенным уравнением
6h = Pt
При Д/ = 10 °C и ртутном заполнении 6h = 0,18 %.
Погрешность б/, всегда положительна при М >» 0. Знак же
погрешности б0 зависит от знака Но и от того, в какой из сосудов
подается давление рг Анализ уравнения для Яо показывает, что
если площадь сменного сосуда f невелика (что характерно для
отечественных дифманометров), то Яо > 0 и нулевое смещение
поплавка направлено вверх. Если бы давление рг подавалось
в непоплавковый сосуд, то погрешности 6Л и б0 складывались бы.
Но в рассматриваемом “случае давление рх подается в поплавко-
вый сосуд. При этом погрешность б0 становится отрицательной и
в значительной мере компенсирует погрешность бЛ. Полная ком-
пенсация достигается в пределах Др = (70-?85) % Дршах.
8.3. Поплавковые дифманометры
с профилированными коленами
При гидравлическом способе для извлечения ква-
дратного корня из измеряемого перепада давления Др одно из ко-
лен дифманометра профилируют так, чтобы получить пропорцио-
156
нальность между ходом по-
плавка и расходом. Для
такого прибора (рис. 72)
справедливы уравнения:
X — ky/~Kp =
= k /(x + y)g(pi —р2);
F dx — fy dy,
где x и у — подъем и опу-
скание уровня жидкости в
минусовом (поплавковом) и
плюсовом сосудах; k — по-
стоянная прибора; fy — пере-
менная площадь плюсового
сосуда; F — площадь мину-
Рис. 72. Схема поплавкового дифмано-
метра с профилированным сосудом
сового сосуда.
Их решение дает соотношения:
fy = P!V~ 1 + 4у/а; fy = Fa!(2x — а),
ГДе U — ^max£ (pl — рг)/^ртах — ^тах/^тах* ЗДбСЬ Лтах — ^тах
//max*
Первое из этих уравнений служит для определения профиля
сосуда, второе — определяет положение начальной точки, от ко-
торой возможно гидравлическое извлечение квадратного корня
из Др. Подставляя в это уравнение х = а/2, получим fv = оо.
Совместное решение обоих уравнений дает зависимость у от х
в виде у = х (х — а)/а, из которого следует, что у = 0 при х = О
и при х = а, а экстремум кривой у0 = а/4 будет при х0 — а/2.
Эта кривая показана на рис. 72. Следовательно, извлечение корня
квадратного из Др невозможно при х а/2. На самом деле на-
чальная неравномерная часть шкалы еще больше, так как реально
невозможно иметь fv = оо. Обычно принимают fv = (1 -4-2) F
Верхнюю же часть плюсового сосуда делают цилиндрической
с площадью, равной х (или несколько больше). Если fVnax —
= 2F, то неравномерная начальная часть шкалы рав-
на 3/4а.
В работе [012] показано, что отношение /tm<iv/xm<iv надо брать
не менее шести—восьми во избежание возрастания неравномер-
ной части шкалы. В связи с этим дифманометры с криволинейным
сосудом непригодны для малых /tmax, а значит, и для малых Дршах.
Это обстоятельство, а также сложность конструкции — причины
того, что рассматриваемые приборы, изготовлявшиеся ранее
зарубежными фирмами, не получили заметного распростра-
нения.
157
8.4. Элементы конструкции поплавковых
дифманометров
Помимо манометрической жидкости и поплавка к ос-
новным элементам поплавковых дифманометров относятся: узел
связи поплавка с передаточным механизмом, устройство извлече-
ния квадратного корня из перепада давления, предохранитель
против выброса ртути и демпфер колебаний ртути.
Связь поплавка с передаточным механизмом. Связь поплавка,
находящегося под давлением, которое имеется в трубопроводе,
с передаточным механизмом, находящимся под атмосферным дав-
лением, осуществляют механическим, магнитным или электро-
магнитным (индуктивным) способами.
В первом случае ось рычага, на котором подвешен поплавок,
проходит через сальниковое уплотнительное устройство, напри-
мер уплотнительную муфту, показанную на рис. 73. Она состоит
из удлиненной камеры 9, ввинченной в корпус поплавкового
сосуда 1 и снабженной медной уплотняющей прокладкой 2. Дру-
гим концом муфта входит в отверстие в корпусе 4, где размещен
передаточный механизм прибора. Это отверстие уплотняется фет-
ровой прокладкой 5 и эбонитовым кольцом 6. Рычаг 12 поплавка
укреплен на одном конце оси 10, опирающейся на стальные под-
шипники 11 и 8, которые запрессованы в муфте 9. На другом
конце оси 10 укреплен рычаг 7 передаточного механизма прибора.
Внутренняя полость муфты заполняется через отверстие, закры-
ваемое пробкой 3, густой смазкой, состоящей из вазелина (66 %),
тавота (11 %), графита (18 %) и резинового клея (5 %).
При магнитной передаче (см. рис. 76 и 77) ось рычага поплавка
поворачивает зубчатый сектор, связанный с шестеренкой, на оси
которого укреплен магнит (подковообразный или вилкообразный).
Зубчатая передача вводится для увеличения небольшого угла
поворота рычага поплавка. Вся эта система, находящаяся под
давлением, отделена герметич-
ной диамагнитной перегород-
кой от остального передаточ-
ного механизма, имеющего на
входе магнит, ведомый магни-
том, который связан с поплав-
ком. Таким образом, здесь нет
механической связи между
поплавком и передаточным ме-
ханизмом и необходимость в
каком-либо уплотнении отпа-
дает.
Подобные же преимущества
имеют и электромагнитные
Рис. 73. Уплотнительная муфта поплав-
кового дифманометра
методы передачи хода поплав-
ка. Среди них широко при-
158
Рис. 74. Схема индуктивной передачи
Рис. 75. Схема для расчета ле-
кала, извлекающего квадратный
корень из перепада давления
менялся индуктивный метод, схема которого показана на рис. 74.
Поплавок 1 соединен штоком 2 с железным сердечником 3, пере-
мещающимся внутри герметичной диамагнитной трубки 4. Сна-
ружи последней надета массивная индуктивная катушка, которая
состоит из двух секций, имеющих сопротивления zl и z2. Подоб-
ная же катушка с сопротивлениями z3 и z4 имеется во вторичном
приборе. Катушки соединены тремя проводами и питаются пере-
менным напряжением 220 В. Они вместе со своими сердечниками
образуют самоуравновешивающийся мост. При увеличении рас-
хода и при перемещении поплавка 1 вместе с сердечником 3 вниз
индуктивное сопротивление zl верхней секции уменьшится, а ниж-
ней г2 — увеличится. Напряжение в точке а изменится и по сред-
нему проводу через верхнюю секцию катушки дифманометра по-
течет ток к точке б и далее через нижнюю секцию катушки вто-
ричного прибора, под воздействием магнитного поля которого
будет перемещаться сердечник 5 вниз до тех пор, пока он не займет
то же положение, что и сердечник 3. Тогда напряжения в точках
а и б сравняются и ток в среднем проводе перестанет течь. Одно-
временно с движением сердечника 5 движется связанная с ним
стрелка 6 (или перо) измерительного прибора. Равенство переме-
щений сердечников 5 и 3 будет соблюдаться лишь при симметрич-
ном мосте; для этого требуется идентичность катушек и равенство
сопротивлений rl = гЗ и г2 — г4. Дальность передачи 255—
425 м при площади сечения медных проводов 1,5 и 2,5 мм’ соот-
ветственно.
Во всех рассмотренных способах передачи хода поплавка уве-
личение сил трения в передаточном механизме может неблаго-
приятно отразиться иа точность измерения. Это в первую очередь
относится к индуктивной передаче, в которой (несмотря на зна-
чительные токи в катушках) по мере перемещения сердечника 5
159
ток в среднем проводе постепенно уменьшается и наступает такой
момент, когда значение тока станет настолько малым, что невоз-
можно будет преодолеть трение механизма вторичного прибора,
хотя полный баланс положения сердечников еще не будет достиг-
нут. Этого можно избежать, если в средний провод включить
усилитель, управляющий двигателем, который будет перемещать
сердечник вторичного прибора (как это сделано в дифференци-
ально-трансформаторной передаче, применяемой в мембранных
дифманометрах).
В магнитной передаче (по мере того как ведомый магнит при-
ближается к положению ведущего) вращающий момент умень-
шается, и в этом причина возникновения погрешности показаний,
возрастающей с увеличением трения в механизме прибора.
При механической связи поплавка с передаточным механизмом
погрешность показаний в значительной мере будет зависеть от
трения передаточной оси в уплотнении, которое может быть све-
дено до весьма малой величины при надлежащем устройстве
уплотнения и правильной эксплуатации.
Извлечение квадратного корня из перепада давления. Для
получения шкалы дифманометра, пропорциональной расходу, надо
иметь устройство для автоматического извлечения квадратного
корня из перепада давления, которое в дифманометрах с цилин-
дрическими коленами, обычно состоит из профилированной пла-
стинки (лекала), вводимой в виде передаточного рычага в меха-
низм прибора. Профиль лекала 1 должен обеспечить а =
где k — постоянный коэффициент между углом поворота лекала fV,
вращающегося вокруг точки О (рис. 75), и углом а поворота ведо-
мого рычага 2, вращающегося вокруг точки а. Из геометрический
соотношений имеем:
г sin (а + а0) — R cos е; I — г cos (а + а0) = R sin е,
где г — длина ведомого рычага; R — переменный радиус лекала
до точки b соприкосновения с рычагом; <х0 — начальный угол
между вертикалью и рычагом г; е — угол между горизонталью
и радиусом R; I — расстояние между точками О и а.
Решая совместно эти уравнения, найдем:
R = [г2 + Z2 — 2lr cos (а + а0) ]°>5; е = arctg А,
где А = [/ — г cos (а + а0) ]/r sin (а + а0).
Для построения лекала целесообразно угол е заменить ни
угол у = л — Р — е. Тогда, учитывая, что fJ = <х2/&2, получим
у = л — arctg А — <х2/&2.
Уравнения для R и у дают в параметрической форме от
угла а зависимость между значениями радиуса лекала R и углом у,
под которым он расположен в начальный момент времени, что
достаточно для построения профиля лекала. Ряд схем профиль-
ных декал имеется в работе [012].
В дифманометрах с простым
рычажным подвесом поплавка угол
поворота рычага 0 связан с ходом
поплавка Н зависимостью sin 0 =
= HjR., где R — радиус рычага.
Тогда надо, чтобы лекало обеспе-
чивало зависимость а = ky’' sin 0,
а не а = kyr 0. В этом случае
уравнение для определения угла у
получает вид у = л—arcsin a2/k2 —
— arctg А, а уравнение для R
остается неизменным
Устройства для предохранения
от выброса ртути. Выброс ртути
из минусового колена возможен,
главным образом, когда перепад
давления в сужающем устройстве
превосходит предельный перепад,
на который рассчитан дифмано-
метр. Для предотвращения этого
выброса в отечественных конструк-
циях (рис. 76) применяют нахо-
дящийся под поплавком стальной
дисковый клапан с резиновым
кольцом, которое при чрезмерном
Рис. 76 Поплавковый дифманометр
с магнитной передачей
возрастании перепада давления плотно прижимается к седлу
в днище плюсового сосуда.
Возможен также (хотя и менее вероятен) выброс ртути из диф-
манометра при повреждении одной из импульсных трубок. По-
этому в некоторых конструкциях предусматривают второй кла-
пан, расположенный в минусовом сосуде, который, в частности,
может быть шариковым
Демпфирующие устройства. Для увеличения степени успокое-
ния колебаний манометрической жидкости плюсовый и минусовый
сосуды дифманометра соединяются внизу трубкой небольшого
диаметра. Для усиления ее демпфирующего свойства в нее не-
редко помещают еще дополнительное сопротивление в виде конус-
ной иглы. Но в большинстве случаев (особенно при длинных им-
пульсных трубках) это дополнительное сопротивление не только
излишне, но и вредно Гидравлическая система оказывается пере-
успокоенной, и переходный процесс затягивается (рис. 345).
8.5. Конструкция поплавковых дифманометров
В течение длительного времени, начиная с 1936 г.,
в нашей стране крупносерийно изготовлялись поплавковые диф-
манометры как механические с непосредственной связью поплавка,
подвешенного на рычаге, с передаточным механизмом (см. рис. 73),
6 П. П Кремлевский 161
Рис 77 Устройство магнитной пере-
дачи
так и с индуктивной связью (см.
рис. 74) Механические поплав-
ковые дифманометры были раз-
ных типов' ДП-280 — показыва-
ющие, ДП-410 и ДП-610 — само-
пишущие, ДП-612 — самопишу-
щие с интегратором Столь же
разнообразны и вторичные при-
боры, работающие в комплекте
с индуктивными бесшкальными
поплавковыми дифманометрами
типа ДПЭС Кроме того, выпу-
скалась и особая разновидность
показывающего поплавкового диф-
манометра типа ДП-280, допол-
ненного железным сердечником
с индуктивной катушкой для связи с вторичными измерительными
приборами Это был дифманометр типа ДЭМП-280. Все эти при-
боры оказались весьма надежными при работе в различных произ-
водственных условиях. Некоторые из них и теперь продолжают
успешно эксплуатироваться Но шкалы у этих приборов неравно-
мерные. Они не имеют устройства для извлечения квадратного
корня из перепада давления
Значительно позже отечественная промышленность перешла на
серийное производство дифманометров с магнитной передачей по-
ложения поплавка (см рис. 76) Давление в этом приборе
подается через вентиль 9, а давление ра через вентиль 11 Вен-
тиль 10 — уравнительный. Поплавковый 4 и сменный 12 сосуды,
смонтированные на чугунном кронштейне, соединены трубкой 1.
Перемещение поплавка 3, полный ход которого равен 35,25 мм,
вызывает поворот рычага 5 и соосного с ним зубчатого сектора 8,
связанного с шестерней 7. Вместе с последней поворачивается
сидящий с ней на одной оси вилкообразный магнит 6 — ведущий
элемент магнитной муфты, показанной на рис. 77 Вилкообразный
магнит 2 (рис. 77) отделен от ведомого ромбовидного магнита 1
диамагнитной перегородкой 3. На оси 4 магнита 1 укреплено
параболическое лекало, обеспечивающее равномерность шкалы
в пределах гарантируемого диапазона измерения от 30 до
100 % Qmax- По профилю лекала скользит щуп, на оси которого
находится перо в самопишущем приборе, или кривошип, приво-
дящий в движение через трибкосекторный механизм стрелку
в показывающем дифманометре. Тарельчатый клапан 2 (рис. 76)
предназначен для предотвращения выброса ртути
Схема интегрирующего механизма этих дифманометров при-
ведена на рис. 78 Рычаг И поворачивает ось 16 пера, на которой
свободно сидит лекало 18 Оно поворачивается вместе с осью 16
с помощью двух лапок 12 и 13, связанных пружиной 14 и обжи-
мающих поводок 15, который жестко укреплен на оси 16 Син-
162
хронный двигатель через шестерню 5 и валик 4 вращают кулачок 2
со скоростью 10 об/мин, определяющий цикл интеграции, равный
6 с Когда ролик 3, сидящий на конце рычага 20, выходит из за-
цепления с кулачком 2, рычаг 20 поворачивается вокруг оси 7.
Так как верхнее положение рычага 20, имеющего на другом
конце щуп 19, ограничивается лекалом 18, то от его профиля
и положения на оси 16 зависит угол поворота рычага 20 Этот
профиль выбирается так, чтобы обеспечить пропорциональность
между расходом и углом поворота рычага 20 Муфта 6, сидящая
на оси 7, суммирует углы поворота рычага 20 только в одном на-
правлении и с помощью зубчатой передачи 8 приводит во враще-
ние счетчик 10 и стрелку счетчика 9 Штифт 21 кулачка 2 осво-
бождает рычаг 17, который с помощью пружины 1 стопорит
лекало 18.
Имеется много разновидностей дифманометров с магнитной
передачей самопишущие — ДП-710Р, самопишущие с интегра-
тором — ДП-712Р, показывающие — ДП-780Р, показывающие с
интегратором — ДП-781Р, показывающие с пневматическим пре-
образователем — ДП-787Р показывающие с сигнальным устрой-
ством — ДП-778Р. В последнем перемещение поплавка вызывает
одновременно поворот стрелки и шторки, экранирующей фото-
сопротивление от осветительной лампочки Когда пучок света
6*
Рис. 78. Схема интегратора
163
падает на фотосопротивление, с последнего поступает сигнал.
В дифманометре ДП-787Р перемещается не только стрелка при-
бора, но и заслонка, изменяющая давление воздуха в сопле пнев-
мореле. Это давление проходит через пневмоусилитель в мано-
метр и сильфон обратной связи, устанавливающей равновесное
положение заслонки относительно сопла.
Дифманометры с магнитной передачей были рассчитаны для
работы при давлении измеряемого вещества до 25 МПа, темпера-
тура окружающей среды от 5 до 50 °C н ее относительной влаж-
ности до 80 %. Сменные сосуды изготовлялись на семь предель-
ных перепадов давления от 630 кгс/м2 (6300 Па) до 1 кгс/см2
(1-Ю5 Па). Основная погрешность показывающих и самопишущих
приборов ±1 % от верхнего предела измерения по расходу в диа-
пазоне от 30 до 100 % Qmax. Погрешность показаний счетчика ин-
тегратора не более ±0,6 % в диапазоне от 30 до 100 % Qmax.
В настоящее время поплавковые дифманометры в большинстве
случаев заводской практики заменяются на безртутные мембран-
ные и сильфонные дифманометры.
Глава 9. ЖИДКОСТНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
С ПОДВИЖНЫМИ КОЛЕНАМИ
9.1. Жидкостные дифманометры
с одним подвижным коленом
Существуют жидкостные дифманометры с одним и
с двумя подвижными коленами, последние обычно кольцевой
формы. У первых измеряется перемещение подвижного колена,
у вторых — угол поворота дифманометра.
На рис. 79 показаны схемы дифманометров с одним подвижным
коленом, которое обычно бывает минусовым. Оно подвешено на
пружине и имеет гибкое соединение с плюсовым коленом и труб-
кой, подводящей к нему давление р2. Под влиянием разности
давлений — р2 часть манометрической жидкости перетекает
из неподвижного плюсового сосуда в минусовый, вызывая его
перемещение, которое измеряется по шкале. Подвижной сосуд
может быть цилиндрическим (рис. 79, а) или профилированным
(рис. 79, б), обеспечивающим пропорциональность между расхо-
дом и перемещением подвижного сосуда. Уравнение измерения
для первого из них имеет [012] вид
р1 — р2 = Н[с (/п + Шп/н — g (Pi — Ра)],
где с — коэффициент жесткости пружины; fn и /н — площади
сечений подвижного и неподвижного сосудов соответственно.
164
Из этого уравнения следует,
что перемещение Н сосуда пря-
мо пропорционально перепа-
ду Pi — Pi- В зависимости от
жесткости пружины перемеще-
ние Н может быть как меньше,
так и больше разности уровней
манометрической жидкости h.
Если с > 2а, то Н < h; если
с = 2а, то Н = h и если а <
•< с < 2а, то Н > h. Здесь а =
= g (Pl — р2) /п/н/(/п + /н). Во
всех случаях необходимо, чтобы
было с > а, так как при с = а
ход Н = оо.
может служить
Рис. 79. Схема дифманометра с под-
вижным коленом и профилирован-
ным сосудом: а — плюсовым непод-
вижным; б — минусовым подвижным
Для построения профиля неподвижного сосуда по рис. 79, а
[012] уравнение
/н = «/п [(« — I)2 + tylktg (рх — р2)-°'5],
где п = clfag (рх — р2); у — координата опускания манометриче-
ской жидкости в неподвижном сосуде; k = Hmax thmaxg (рх —
-р2)1-°-5.
Наибольшую величину площади криволинейного сосуда огра-
ничивают некоторым значением fBmax, и верхнюю часть этого
сосуда делают цилиндрической. Обозначим через ук координату,
соответствующую началу криволинейной части сосуда. Она опре-
деляется [0121 уравнением
Ук = &g (Pi — р2) — (п — I)2 ]/4,
где т = /в тах//п> а начало неравномерной части шкалы Нк —
уравнением
нк = Ятах [(« — 1) + n/m]/2hmax.
Относительная величина начальной неравномерной части Нк
шкалы пропорциональна отношению
Для получения небольшой начальной неравномерной части
шкалы надо иметь по возможности малое перемещение подви-
жного сосуда Нт,х.
Дифманометр по рис. 79, а изготовлялся немецкой фирмой
на предельные перепады от 0,25 (25-10s Па) до 1 кгс/см2 (105 Па).
Полный ход подвижного сосуда около 5 мм, что обеспечивало
очень малую величину отношения Ятах/Лпих и соответствен-
но малую величину начальной неравномерной части шка-
лы Hv/Hmax.
165
9.2. Жидкостные дифманометры с двумя
подвижными коленами (кольцевые дифманометры)
Общая характеристика. Две схемы рассматриваемых
приборов приведены на рис. 80. В большинстве случаев приме-
няются кольцевые дифманометры (рис. 80, а), состоящие нз по-
лого кольца 1 с перегородкой 2 в верхней части, с разных сторон
которой с помощью гибких трубок подаются давления рх и рг.
Кольцо заполнено наполовину манометрической жидкостью 5 и
снабжено поперечиной 3. При рг > р2 кольцо поворачивается
вокруг призменной опоры 4, установленной так, что ось вращения
обычно совпадает с геометрическим центром кольца. Угол пово-
рота <р зависит от веса груза 6, создающего противодействующий
момент. На рис. 80, б показан поворотный дифманометр, состо-
ящий из двух сосудов 1 и 4, соединенных трубкой 6 и укрепленных
на поперечине 2. Он имеет груз 5, создающий противодействующий
момент, и поворачивается вокруг призменной опоры 3 на угол ф,
когда рх > р2.
В кольцевом дифманометре (рис. 80, а) разность давлений
Pi — Ри> действующая на перегородку площадью Д создает [2]
вращающий момент в соответствии с уравнением
Мв = (рх — р2) fR,
где R — средний радиус кольца.
Под действием момента Мв кольцо поворачивается по часовой
стрелке на угол ф до тех пор, пока вес G груза, находящегося на
расстоянии а от оси вращения, не образует противодействующий
момент Ма, равный моменту Мъ. Очевидно, Мп ~ Ga sin ф.
Из равенства моментов AfB и Afn следует, что
Pi — Pi = k sin ф, (73)
где k = Ga/fR.
В это уравнение не входит плотность манометрической жид-
кости. Следовательно, угол поворота ф не зависит ОТ плотности
Рис. 80. Поворотные дифманометры: а — кольцевой
формы; б — некольцевой формы
166
жидкости, а значит, и от ее температуры. Другие существенные
достоинства кольцевых дифманометров — легкость перехода на
другой предел измерения путем смены противодействующего
груза G и малое трение благодаря применению опоры ножевого
типа. Но для этих дифманометров требуется повышенное внима-
ние при эксплуатации, и давления и р2 должны подводиться
к ним гибкими трубками.
Основная область их применения — измерение расхода домен-
ного, коксового и других газов низкого давления при малых пре-
дельных перепадах: 250, 400, 630, 1000, 1600 Па. Здесь для подачи
давлений рг и р2 от импульсных трубок к дифманометру служат
резиновые трубки. Манометрическая жидкость — масло или вода.
Ранее изготовлялись кольцевые дифманометры (на среднее до
3 МПа, а позднее на высокое до 70 МПа давления) с тонкостенными
спиральными металлическими трубками для подвода давлений
Pi и р2 и с ртутью в качестве манометрической жидкости. Для них
в уравнении измерения должен учитываться момент Мт, созда-
ваемый спиральными трубками при их закручивании, и мо-
мент Mh, образуемый дополнительными компенсирующими грузи-
ками [013].
Средняя квадратическая погрешность кольцевого дифманоме-
тра определяется уравнением
<тДр = 50 [(Аф/tg ф)2 + (AG/G)2 ± (Аа/а)2 ±
+ (А///)2 ± (А7?/7?)2]о.5,
где Аф, AG, Аа, АД АТ? — максимальные погрешности величин
Ф, G, а, Д R соответственно.
Погрешность Аф зависит от неточности отсчета и от сил тре-
ния в призменной опоре. На основании опыта определено значе-
ние момента трения, составляющее 2,5. 10-3 Н-м при вращающем
моменте (при Аргаах), равном 1,75 Н-м. Следовательно, приве-
денная погрешность Аф от сил трения составляет ±(0,14-0,2) %.
Погрешность отсчета может достигать ±0,5 %. Погрешности же
AG, Аа, АД АТ? очень малы и учитываются при градуировке.
Конструкция кольцевых дифманометров. Основные элементы
устройства кольцевых дифманометров — кольцо, заполняемое ма-
нометрической жидкостью и снабженное противодействующим
грузом, опорный узел и передаточный механизм.
Кольцо в приборах с масляным или водяным заполнением имеет
прямоугольное поперечное сечение. Оно сделано из тонкого ли-
стового металла и имеет наружный диаметр 250—300 мм.
Опорный узел состоит из двух треугольных призм из высоко-
углеродистой стали, укрепленных на поперечине или траверсе,
которая соединена с кольцом. Призмы опираются на одну или
две призматические подушки с внутренним углом 140°, установ-
ленные на кронштейне. Осевое перемещение кольца ограничи-
вается упорами в пределах 1 мм.
167
Рис. 81. Кольцевой дифманометр
ДК-РПВФ (самопишущий с двумя фер-
родииамическими преобразователями)
В кольцевых дифмано-
метрах всегда имеются ус-
тройства для извлечения ква-
дратного корня из перепада
давления. Онн могут быть
различны [0111, но в основ-
ном для этой цели приме-
няются параболические ле-
кала, управляющие рычаж-
ным механизмом, который
передает вращение кольца
стрелке или перу прибора.
Расчет лекал аналогичен при-
веденному в главе о по-
плавковых дифманометрах.
В дифманометрах низкого
давления присоединительные
резиновые трубки имеют
длину около 200 мм, внут-
ренний диаметр 3—5 мм и тол-
щину стенок около 1 мм. Они
должны располагаться параллельно друг другу и не быть закру-
ченными. Периодически их надо менять из-за высыхания и потери
эластичности.
В течение длительного времени кольцевые дифманометры низ-
кого давления изготовлялись серийно. Конструкция такого при-
бора типа ДК-РПВФ (самопишущий с двумя ферродинамическими
преобразователями) показана на рис. 81. Давления рх и р2 через
металлические 23 и затем резиновые 15 трубки подаются с обеих
сторон перегородки 10 кольца 14, опирающегося посредством
траверсы 17 и опорных призм 18 на стальные подушки, которые
закреплены в кронштейне 19. Для балансировки кольца на тра-
версе под углом 90° укреплены два стержня с грузами 5. На кольце
имеются два параболических лекала 6 и 13. Первое управляет
перемещением стрелки или пера прибора, второе — поворотом
рамок преобразователей. Механизм, который состоит из ролика 9,
катящегося по лекалу б, и рычагов 3, 20 и 16, преобразует враще-
ние рычага 3 вокруг оси 8 в прямолинейное движение стрелки
прибора. Контргруз 7 служит для регулирования степени при-
жима ролика 9 к лекалу 6. Лекало 13 через рычаг 12, шестеренки
и зубчатые секторы поворачивает рамки ферродинамических пре-
образователей 11. Внизу кольца укреплен предельный груз 24
и упорная пластинка 22, перемещение которой ограничивается
упорами 2 и 21. Указатель уровня 1 служит для правильной уста-
новки дифманометра. Кольцо 14 заполняется трансформаторным
маслом через отверстие, закрываемое пробкой 4. Предельное
избыточное давление 2,5-104 Па. Основная погрешность дифма-
нометра ±15 %, а в комплекте с вторичным прибором ±2 %
168
Рис. 82. Ферродииамический
преобразователь ДФ
Преобразователь Вторичный прибор
Рис. 83. Схема связи преобразовате-
лей ДФ в дифманометре и вторичном
приборе
Ферродииамический преобразователь угла поворота рамки 4
(рис. 82) в ЭДС имеет магнитопровод, состоящий из сердечника 5,
двух половин ярма 3 из шихтованного железа и двух плунже-
ров 1 и 6. Последний можно перемещать для регулирования за-
зора 6. Катушка 2, имеющая две обмотки (возбуждения и>х и сме-
щения w2), охватывает концы плунжеров 1 и 6. Обмотка питается
переменным током напряжением 60 В (преобразователи ДФ-1,
ДФ-3 и ДФ-5) или 12 В (преобразователи ДФ-2, ДФ-4 и ДФ-6).
Рамка 4 имеет керновые опоры и спиральные вводные пружинки.
Электродвижущая сила, возникающая в рамке, пропорциональна
углу ее поворота <р от нейтральной линии N—N; фшах = 40°
(±20° от линии N—N).
В дальнейшем эти преобразователи стали изготовлять с магни-
топроводом, замкнутым по внешнему контуру, что привело к умень-
шению потоков рассеяния и позволило обеспечить взаимозаменяе-
мость преобразователей. Внутри этого контура в воздушном за-
зоре между башмаками с радиальной выточкой помещена рамка.
Преобразователи имеют обозначения ПФ-1, ПФ-3 и ПФ-5 при
питании напряжением 60 В и ПФ-2, ПФ-4 и ПФ-6 при питании
напряжением 12 В. Электродвижущая сила рамки меняется в пре-
делах от —1 до +1 В (в Пф-1 и ПФ-2, где нет обмотки смещения);
от 0 до 2 В (в ПФ-3 и ПФ-4) и от 1 до 3 В (в ПФ-5 и ПФ-6).
Во вторичном приборе имеется точно такой же преобразова-
тель, что и в дифманометре. Разность ЭДС Е1 и Е2 этих рамок,
включенных навстречу друг другу, подается на вход усилителя
(рис. 83), который управляет реверсивным двигателем Д. Послед-
ний поворачивает рамку 2 пока она не займет то же положение,
что и рамка 1 и ЭДС на входе усилителя не станет равна нулю.
Вместе с рамкой 2 двигатель Д поворачивает стрелку или перо
вторичного прибора (ВФП — показывающего; ВФС — самопишу-
щего; В ФПС — показывающего и самопишущего со счетчиком).
Согласование характеристик преобразователей дифманометра и
вторичного прибора достигается регулировкой зазора 6 (см. рис .82).
169
Глава 10. КОЛОКОЛЬНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
10.1. Общая характеристика
Колокольный дифманометр состоит из одного коло-
кола (реже двух, подвешенных на коромысле), частично погру-
женного в жидкость и перемещающегося под влиянием измеряемой
разности давлений. Давление рх подается обычно внутрь колокола,
а давление р2 — снаружи, но встречается и обратная подача
давлений. При двух колоколах давление рх подается под один
колокол, а давление р2 — под другой.
В зависимости от характера противодействующей силы коло-
кольные дифманометры могут быть с гидравлическим, с пружин-
ным, или с грузовым уравновешиванием.
Дифманометр с гидравлическим уравновешиванием показан
на рис. 84, а. В нем уравновешивание измеряемого перепада
давления достигается за счет уменьшения гидростатического дав-
ления жидкости на колокол при его подъеме. Для этого дифмано-
метр должен иметь толстые стенки, а иногда и плунжер посредине,
чтобы обеспечить большую площадь поперечного сечения частей,
погружаемых в жидкость. На рис. 84, а и б изображены дифмано-
метры с цилиндрическими стенками с плунжером и без него. Для
уменьшения количества заливаемой жидкости (ртути) иногда
(рис. 84, в) в дне сосуда внутри колокола размещают вставку.
На рис 84, г показан двухжидкостный колокол, у которого тон-
кие стенки погружены в легкую жидкость (воду или масло),
а цилиндрический плунжер — в тяжелую (ртуть). Для получения
хода колокола, пропорционального расходу, профилируют необ-
ходимым образом стенки колокола (рис. 84, д), или его плунжер
(рис. 84, е).
В дифманометрах с пружинным уравновешиванием противо-
действующая сила создается за счет деформации пружины, кото-
рая приложена или к центру колокола (как показано на рис. 84, ж),
или же к рычагу, на котором подвешен колокол.
В дифманометрах с грузовым уравновешиванием противодей-
ствующий момент создается грузом, воздействующим на рычаг,
к которому подвешен один (рис. 84, з) или два колокола (рис. 84, и).
У дифманометров с пружинным и грузовым уравновешиванием
стенки колоколов тонкие и изменением гидростатического давле-
ния при перемещении колоколов здесь можно пренебречь.
Колокольные дифманометры отличаются высокой чувствитель-
ностью, которая тем выше, чем больше площадь дна колокола
Ход колокола может быть во много раз больше разности уровней
жидкости снаружи и внутри колокола. Для сравнения у поплав-
ковых дифманометров ход поплавка Н всегда меньше разности
уровней h манометрической жидкости в минусовом и плюсовом
коленах. В связи с этим колокольные дифманометры применяют,
главным образом, для измерения небольших перепадов давления
170
(обычно в пределах 100—1000 Па), в частности для измерения
расхода газа при незначительном избыточном давлении (0,06—
0,25 МПа). Они весьма удобны также для измерения и регулиро-
вания давления в мартеновских, стеклоплавильных и других печах.
Рабочая жидкость в колокольном дифманометре не должна
поглощать влагу из газа или иметь склонность к испарению.
Целесообразно применение различных масел (особенно парафи-
нистых).
10.2. Колокольные дифманометры
с гидравлическим уравновешиванием
Выведем уравнение измерения для наиболее общего
случая двухжидкостного дифманометра, у которого как стенки,
так и плунжер имеют переменное сечение по высоте. На рис. 85
линии а—а, b—b и с—с показывают положение уровней жидкости
внутри колокола, снаружи его и внутри малого сосуда при пере-
171
Рис. 85. Схема двухжидкостного коло-
кольного дифманометра с профилирован-
ными стенками и профилированным плун-
жером
паде давления (рг — р2), а ли-
нии fli—alt bi—bi и Ci—cx—
те же уровни после увеличе-
ния перепада на d (рг — ръ).
Введем обозначения: FB и
F — площадь колокола (на-
ружная и внутренняя соот-
ветственно); Fx и fx — вну-
тренняя площадь колокола
и его стенок в сечении а—а
соответственно; /0 — площадь
поперечного сечения стенок
колокола в верхней цилин-
дрической части; /Хх — пло-
щадь плунжера в сечении
с—с; Ф — площадь большого
сосуда; s и /2 — наружная
и внутренняя площади ма-
лого сосуда; рл, рт, р—плот-
ность жидкости легкой в боль-
шом сосуде, тяжелой в малом сосуде и среды, находящейся над
обеими жидкостями; h — разность уровней легкой жидкости
снаружи и внутри колокола.
Решая совместно уравнение равновесия колокола
d (pi — р2) FB = (dH + dy) fxg (рл — p) + (dH + dz) fixg (pT — p)
с уравнениями равенства объемов
dy (Fx — s) = dHfx + dx (Ф—Рв);
dz (h — fix) = dHfix
и учитывая, что
d (pi — p2) = dhg (рл — p); dh = dx + dy,
получим основные уравнения для колокольных дифманометров:
d(Pi — Р2) = £(рл — р) X
V fx(&— s) ~Ь (Рт—Р) flxft^fx ~s)/(Pn— р) (Д— fix) ли
Х Fx(<i>-S)~fxS at1’
dH — dh__________________Fx(& — s) — fx5_______________
fx (Ф — s) + (pT — P) fix ft (Ф — fx — S)/(Pn - P) (fx — fix)
и уравнение для перемещения жидкости снаружи колокола
dx dh (Рт $ ?1Д2 ®)/(Рл Р) fx (ft — fix) s
(Рт - P) fixft (Ф-fx- «)/(РЛ - P) fx (ft - fix) 4- (ф - S) •
Исходя из этих формул, найдем уравнения измерения для раз-
личных колокольных дифманометров.
Для дифманометра, показанного на рис. 84, а, имеет: fix — 0;
s = 0; Fx = F; fx = f0. Подставляя эти соотношения в уравнение (74)
172
(74)
(75)
(76)
и интегрируя его, а также имея в виду, что F и /0 постоянные ве-
личины, получим
Pi — Pi = Hfog (рл — р)/Л
Отсюда следует, что Н — hF/f0.
Увеличивая отношение F/f0, можно достичь очень высокой
чувствительности дифманометра. Из уравнения (76) следует, что
х — 0. Следовательно, вся жидкость, опустившаяся внутри ко-
локола, идет на возмещение объема, освобождаемого стенками
колокола при его подъеме.
Полученные уравнения и выводы остаются справедливыми и
для дифманометра, изображенного на рис. 84, б, если под/0 пони-
мать площадь поперечного сечения не только стенок колокола,
но и его плунжера. Последний обычно изготовляют пустотелым
и применяют в случаях, когда плотность жидкости меньше плот-
ности материала стенок.
Для дифманометра, показанного на рис. 84, в имеем: flx = 0;
Fx = F; fx = f0. Подставляя эти значения в уравнение (74) и
интегрируя его с учетом того, что F и f0 постоянные величины,
получим:
Pi — р2 = Hg (рл — р) lF/f0 — з/(Ф — s) I"1,
а также зависимость
Н = h [F/fa — s/(4> — s)L
При увеличении размера вставки s уменьшается количество
заливаемой жидкости (ртути), но одновременно уменьшается от-
ношение H/h, т. е. чувствительность прибора.
Уравнение (76) дает: х = —вй/(Ф — s) и у — ИФ/(Ф — s).
Следовательно, здесь одновременно с опусканием жидкости вну-
три колокола происходит опускание жидкости и снаружи, но на
меньшую величину, равную h.
Для двухжидкостного диф-
манометра, изображенного на
рис. 86, имеем flx = /х; fx = f;
Fx = F. Подставляя эти зна-
чения в уравнение (75) и ин-
тегрируя его с учетом того,
что flt f и F постоянные вели-
чины, найдем
Я = . Р1~Р*.. у
<(рЛ —Р) Х
х F (» — s) — fr
А /(Ф-в) + А(ф_/_в) •
где
Рис. 86. Схема двухжндкостного коло-
кольного цилиндрического дифмано-
метра
(Рт р) /1А/(Рл
- р) (А, - /1).
J73
С увеличением k возрастает роль плунжера в образовании
подъемной силы. Подробнее об этом см. в работе [012]. Двух*
жидкостные дифманометры применяются для измерения весьма
малых перепадов давления.
Для колокольного дифманометра, показанного на рис. 84, д,
имеем: flx = 0; s = 0. Тогда из уравнения (75) следует, что
dH = (Fx/fx) dh = [(F + f0- fx)/fx] dh.
Для получения пропорциональности хода колокола расходу
надо, чтобы Н = k (рх — р2)0,5 = & &g (Рл — р) I0,5. где k — по-
стоянная. Решая совместно с предыдущим это уравнение, найдем
зависимость fx от Н
fx = (F + fo)/H + k2 (рл-р)£/2Д].
Для удобства построения профиля стенок колокола надо иметь
зависимость fx от г, где г — расстояние от начала криволинейной
части стенок. Эта зависимость, полученная в работе [012], имеет
вид
/х = (F + А,) [1 + 1//1 + 4z/k2g (рл - р) ].
При г = 0 получаем fx = 0. Поэтому в начале шкалы нельзя
обеспечить ее равномерность. Величина е неравномерной части
шкалы в процентах от Ятах определяется уравнением
8 = Ятах/оЮО/2Лтах^.
Для уменьшения 8 надо увеличивать F/fQ или уменьшать
^шах/Л max*
Более подробно о колокольных дифманометрах с ходом коло-
кола, пропорциональным расходу, см. в работе [012], где даны
формулы для одножидкостного дифманометра с профилированным
плунжером и для двухжидкостного дифманометра с профилиро-
ванным плунжером.
Погрешность измерения перепада давления <тДр дифмано-
метром с цилиндрическими стенками по рис. 84, а имеет вид
о Др = 50 [(ЬН/Н)2 + ( Др2л - Др2)/(рл - р)2 + (AF/F)2 +
4- (А/о//о)2 + (Ag/g)]°’S-
Здесь ДЯ, Дрл, Др, AF, Д/о, Д^ — максимальные абсолютные
погрешности Я, рл, р, F, /0, g.
Основное значение имеет погрешность ДЯ/Я, зависящая от
сил трения в направляющих и в передаточном механизме, а также
от неточности отсчета.
Более подробный анализ погрешностей колокольных дифмано-
метров см. в работе [012].
174
10.3. Колокольные дифманометры
с пружинным уравновешиванием
Дифференциальное уравнение перемещения dH ко-
локола с пружинным уравновешиванием (рис. 87) при изменении
перепада давления на величину d (рх — р2) имеет вид
d (Pi — р2) F = с dH + f (dH — dx) g (px — p2),
где c — коэффициент жесткости пружины.
Решая его совместно с уравнением равенства объемов
dy (F — s) = dx (Ф — F — f) + f dH
и учитывая, что d (px — p2) = dh. (px — p2) g, dy = dh — dx, по-
лучим уравнение, которое после интегрирования дает зависимость
Pi — Рг = Н[с (Ф — s — [)/(Ф — s) +
+ gf (Pi - Рв)! [F-sf^-s)]^.
Если пренебречь гидростатическим давлением жидкости на
стенки колокола, т. е. положить f = 0, то получим
рх - р2 = cH/F. (77)
В двухколокольном приборе с пружинным уравновешиванием,
схема которого приведена на рис. 88, оба колокола и длины их
рычагов следует делать одинаковыми, чтобы угол поворота си-
стемы <р зависел только от перепада давления рх — р2, но ие от
абсолютных значений рх и р2. Тогда Л = /2 = /; Fx = F2 = F;
Фх = Ф2 = Ф; sx = s2 = s; rx = r2.
Рис 87. Схема одноколоколь-
ного дифманометра с пру-
жинным противодействием
Рис. 88. Схема двухколокольного дифманометра
с пружинным противодействием
175
При этом уравнение измерения принимает вид [012]
pi — р2 = g (р 1 — рг) sin <р \crhg (р 1 — р2) г + 2Й2]/Й1>
где
kx = [F (Ф — s) — /s 1/(Ф — s — f);
К = f (ф — S) г/(ф — S — /);
г0 — расстояние от точки вращения системы до точки закрепле-
ния пружины.
Аналогичное уравнение будет и для одноколокольного диф-
манометра, колокол которого подвешен на рычаге радиусом г,
а противодействующая пружина действует на рычаге радиусом г0.
Различие будет лишь в том, что вместо слагаемого 2£2 будет
просто й2.
Если пренебречь гидростатическим давлением жидкости на
стенки колоколов и положить f = 0, то тогда — F и k2 = 0.
В этом случае предыдущее уравнение принимает вид
Pl — Р2 = его sin (f/Fr. (78)
Погрешность измерения рх — р2 дифманометром, показанным
на рис. 87, выражается уравнением
оАр = 50 [(АЯ/Я)2 + (Ас/с)2 + (AF/F)2]o.s,
а для дифманометра, изображенного на рис. 88, уравнением
<Тдр = 50 [(Аф/tg ф)2 + (Ас/с)2 + (2 Ar0/r0)2 + (AF/F)2 + (Дг/г)2]0-5,
где Аф, АД, Ac, Ar0, AF, Аг — максимальные абсолютные по-
грешности ф, Н, с, r0, F, г.
Основными будут погрешности измерение АД и Аф. Они
уменьшаются с увеличением F. Температурный коэффициент ко-
локольных дифманометров с пружинным уравновешиванием мало
отличается от нуля.
10.4. Колокольные дифманометры
с грузовым уравновешиванием
Дифманометры с грузовым уравновешиванием
(так же, как и с пружинным) могут быть одно- и двухколокольные.
На рис. 89 изображена схема одноколокольного прибора, на ко-
торой пунктиром показано начальное положение колокола, когда
рх— р2 = 0. Обозначим через: Gx, f, F, А, Н — вес, площадь
поперечного сечения стенок, площадь дна, начальную глубину
погружения и ход колокола; гх — длину рычага колокола; G —
вес груза; г — длину рычага груза; а — начальный угол между
рычагом груза и вертикалью; ф — угол поворота рычагов гх и г;
х — подъем жидкости снаружи колокола. Для определения на-
176
чального угла а служит уравнение
равновесия колокола при рх —
— Ра = О
[Gx — Afg (pi — pa) 1 гх = Gr sin а.
Решая это уравнение совместно
с уравнением равновесия колокола
при Pi > р2
(Pi — Ра) — СХ + (Л —
— H + x)fg (рх — pa) ] rx cos <р =
= Gr sin (ф — а)
Рис. 89. Схема одноколоколь-
иого дифманометра с грузовым
противодействием
и с уравнением равенства объемов
(Л - х) (F - s) = Hf + х (Ф - F - f),
а также учитывая, что h = (рх — P2Vg (pi — Ра)> получим урав-
нения измерения
рх — Ра = k cos a tg ф + йх sin ф,
где k = Gr (Ф — s — /)/гх [F (Ф — s) — fs]; fex = g (px — p2) X
X / (Ф — s)/[F (Ф — s) — fsl; Ф и s — площади поперечного се-
чения сосуда и трубки внутри колокола.
Пренебрегая гидростатическим давлением жидкости на стенки
колокола, т. е. считая, что f = 0, получим
Pi — Ра = (Gr cos a/Fr2) tg ф. (79)
Для двухколокольного дифманометра с грузовым уравнове-
шиванием (рис. 84, и) при равенстве размеров и рычагов обоих
колоколов и пренебрежении гидростатическим давлением на
стенки колоколов получим [012] уравнение измерения
Pi — Ра = (Gr/FrJ tg ф. (80)
Оно аналогично предыдущему при условии a = 0 и cos a = 1.
Структура этого уравнения близка к структуре уравнения изме-
рения для кольцевых дифманометров.
Погрешность Одр для одноколокольного прибора с грузовым
уравновешиванием определяется уравнением
= 50 [(2 Аф/sin 2ф)2 + (AG/G)2 + (Аг/г)2 + (Дл/п)2 +
+ (AF/F)2 + (Aa/ctg a)2]0’5,
где Аф, AG, Ar, Arx, AF, Аа — максимальные абсолютные по-
грешности измерения ф, G, г, rx, F, а.
Для двухколокольного прибора отсутствует погрешность Аа,
а в остальном предыдущее уравнение сохраняется. Основная со-
177
ставляющая — это погрешность определения Д<р, зависящая от
трения в опорах и передаточном механизме, а также от неточ-
ности отсчета.
10.5. Конструкция колокольных
дифманометров
Основной элемент колокольных дифманометров —
колокол. Он характеризуется формой, толщиной стенок, степенью
устойчивости, устройством для направления его хода и устрой-
ством для передачи движения к измерительной части прибора.
Наружная форма всех колоколов — цилиндрическая. При ги-
дравлическом способе извлечения квадратного корня из перепада
давления стенки колокола и значительно реже плунжер профили-
руются по определенному закону. Во всех остальных случаях
они имеют постоянную толщину по высоте. При пружинном и
грузовом уравновешивании стенки изготовляются из листового
материала и имеют очень малую толщину. Устойчивость колокола
Рис. 90. Колокольный дифманометр
ДК1 с дифференциально-трансфор-
маторным преобразователем
178
можно повысить, прикрепляя
внизу снаружи стенок колоко-
ла кольцевой груз или же
утолщая нижнюю нерабочую
часть колокола. Анализ усло-
вий устойчивости колокола
дан в работе [0121. Если
Рис. 91. Схема колокольного дифмано-
метра ДКОФМ с ферродинамическим
преобразователем
колокол не подвешен на рычаге, то его снабжают роликовыми
направляющими, обеспечивающими вертикальность его хода.
В отечественных конструкциях колокольных дифманометров
передача движения колокола осуществляется с помощью элек-
трических преобразователей, сигнал от которых поступает на
вторичный измерительный прибор. Сами же дифманометры не
имеют шкал.
На рис. 90 изображен подобный дифманометр типа ДК1 с диф-
ференциально-трансформаторным преобразователем. Колокол 2,
снабженный для устойчивости в нижней части кольцом 5, подве-
шен на пружине 1. Стержень 3, укрепленный в колоколе, несет
на конце сердечник б, движущийся в герметической диамагнитной
трубке. Снаружи последней помещена катушка 4, первичная об-
мотка которой питается от сети переменного тока, а вторичная —
соединена с аналогичной обмоткой в катушке вторичного измери-
тельного прибора. Рабочая жидкость в дифманометре — трансфор-
маторное масло. Прибор рассчитан на давление 0,25 МПа и
ЛРшах = 100, 160, 250, 400, 634, 1000 Па. Основная погрешность
±2 % от предела шкалы.
Схема колокольного дифманометра типа ДКОФМ с рычажным
подвесом и пружинным уравновешиванием показана на рис. 91.
Колокол 7, частично погруженный в трансформаторное масло,
подвешен к угловому рычагу 4, нижний конец которого соединен
с противодействующей пружиной 1. Давление рх действует на
колокол сверху, а р2 — снизу. При перемещении колокола пово-
рачивается рычаг 4 и вместе с ним зубчатый сектор 5, вращающий
шестеренку 3 и рамку ферродинамического преобразователя 2,
который связан с аналогичным преобразователем во вторичном
приборе. Сам дифманометр бесшкальный. Для защиты от корро-
зии пружина 1 и детали передаточного механизма находятся
в трансформаторном масле, залитом в верхний бачок 6.
Глава 11. ДЕФОРМАЦИОННЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
11.1. Общая характеристика
Деформационными называются дифманометры, у ко-
торых измеряемый перепад давления воспринимается чувствитель-
ным элементом (одна или несколько упругих или вялых мембран
или сильфонов), уравновешивается упругими силами либо самого
элемента при его деформации, либо же дополнительными (чаще
всего винтовыми) пружинами и измеряется по величине дефор-
мации этого элемента.
Деформационные дифманометры появились позже жидкостных.
Их распространение вначале сдерживалось несовершенством упру-
гих свойств мембран и сильфонов и недостаточной надежностью
179
устройств, предохраняющих их от перегрузки. Первый из этих
недостатков сказывается на точности показаний прибора и прояв-
ляется в упругом гистерезисе, обусловливающем разницу в пока-
заниях прибора при прямом и обратном ходах, и в упругом после-
действии — невозвращении в исходное положение после снятия
нагрузки. Второй недостаток приводит к выходу из строя чув-
ствительного элемента. Но после разработки так называемых
дисперсионно-твердеющих сплавов с более совершенными упру-
гими свойствами и изготовления из них мембран и сильфонов точ-
ность деформационных дифманометров существенно улучшилась.
Наряду с этим были разработаны устройства надежно предохра-
няющие мембраны и сильфоны от повреждения при перегрузке.
Это обусловило широкое распространение деформационных диф-
манометров взамен жидкостных, которые в настоящее время в зна-
чительной степени оказались вытесненными в области средних
и высоких перепадов давления.
Достоинства деформационных дифманометров: а) малая масса
и, следовательно, малая инерция, обеспечивающая высокую ча-
стоту собственных колебаний; б) малое время запаздывания бла-
годаря небольшому измерительному объему; в) отсутствие ртути;
г) пригодность для работы на транспортных (в частности, судо-
вых) установках; д) небольшие габаритные размеры, не зависящие
от величины перепада давления.
11.2. Чувствительные элементы
деформационных дифманометров
Основные чувствительные элементы деформационных
дифманометров — металлические мембраны и сильфоны. Значи-
тельно реже при небольших давлениях применяются вялые мем-
браны из резины или прорезиненной ткани.
Ранее для изготовления мембран широко применялись берил-
лиевые бронзы БрБ2—БрБ2,5. Теперь (как для мембран, так и
для сильфонов), главным образом, применяется нержавеющая
сталь 36НХТЮ, содержащая 36 % Ni, 12 % Сг и 3 % Ti и пригод-
ная для работы во влажном воздухе, морской воде и во многих
агрессивных средах при температуре до 250 °C. Для работы при
температурах до 300—350 °C пригоден сплав 36НХТЮМ5, а до
температуры 400 °C — сплав 36НХТЮМ8.
Применяются обычно гофрированные металлические мембраны,
потому что плоская мембрана имеет малую чувствительность и ха-
рактеристика ее далека от линейности. С увеличением глубины
гофрировки зависимость между давлением р, действующим на
мембрану, и прогибом Н ее центра становится все более линейной.
Это следует из рис. 92, где даны полученные экспериментально
характеристики пяти мембран с пилообразной гофрировкой, отли-
чающихся глубиной гофр 2Н, равной 0; 0,6; 0,9; 1,5 и 3,3 мм, но
имеющих одинаковую толщину 6 = 0,32 мм и наружный диаметр
180
D — 108 мм. С увеличением
глубины гофра возрастает не
только линейность, но и же-
сткость мембран. Жесткость
можно существенно умень-
шить, применяя более силь-
ную гофрировку у крайнего
гофра. Но характеристика
мембран с краевым гофром
изображается линией двойной
кривизны, имеющей все же
достаточно прямолинейную
среднюю часть. Помимо пило-
образного профиль гофриров-
ки может быть синусоидаль-
ным, круговым или трапецие-
видным.
Толщина мембран 6 очень
сильно влияет на ее прогиб,
что следует из формулы
рг*/Ед* = ах/6» + &х®/63,
Рис. 92. Влияние на прогиб мембраны
различной глубины ее гофрировки 2Я:
] — 3,3 мм, 2 — 1,5 мм: 3 — 0,9 мм; 4 — 0,6 мм
5 - 0
полученной для мембраны
в виде плоской анизотропной
пластинки. Здесь г — радиус мембраны, Е— модуль упругости.
Коэффициенты а и b определяются по номограммам или форму-
лам, приведенным в работе [1 ].
Основные методы расчета гофрированных мембран приведены
в работе [1 ], кроме того, некоторые варианты расчета имеются
в работах 12—4].
Вялые мембраны из резины или прорезиненной ткани имеют
жесткий центр, образованный двумя металлическими дисками,
между которыми зажимается центральная часть мембраны; диа-
метр последней Dx = (0,74-0,8) D, где D — диаметр мембраны.
Для увеличения перемещения мембрана имеет складку за преде-
лами жесткого центра. Эффективная площадь мембраны Fe, т. е.
та часть ее площади, которая передает действующее на нее давле-
ние жесткому центру, определяется по формуле
F. = я (D + £>х)«/16.
Эта формула справедлива для среднего положения мембраны,
когда плоскость ее жесткого центра совпадает с плоскостью за-
делки.
Для уравновешивания силы Р = pFa, где р — давление, дей-
ствующее на вялую мембрану, она дополняется винтовой пружи-
ной, число витков п и диаметр d проволоки которой рассчитывают
по формулам:
d = ^8РР/л^кр ; п = HGcP/SD^P,
181
где D — средний диаметр витка, которым задаются из конструк-
тивных соображений; Якр — допускаемое напряжение при кру-
чении; G — модуль сдвига; Н — рабочий ход мембраны.
Широкое применение в деформационных дифманометрах на-
ряду с металлическими мембранами получили сильфоны, пред-
ставляющие собой коробчатые мембраны с волновым профилем.
Сильфоны могут быть цельнотянутыми и сварными. Первые изго-
товляются из тонкостенной трубки механическим или гидравличе-
ским способом. Сварные сильфоны позволяют получать различные
соотношения наружного и внутреннего диаметров с желаемой
величиной эффективной площади Fa = л (Ян 4- Яв)2/4, где Ян
и Яв — наружный и внутренний радиусы сильфона. Перемещение Н
сильфона прямо пропорционально давлению, эффективной пло-
щади Fg и числу гофр. Нередко сильфон дополняют винтовой
пружиной, которая и создает основную противодействующую
силу, благодаря чему практически устраняется влияние упругих
свойств сильфона на точность измерения.
Если жесткость с сильфона известна, то перемещение Н его
дна, нагруженного винтовой пружиной, можно определить по
формуле
Н = рл (Ян 4- Яв)2/4 (с 4- Gd4/8O3n).
Расчет винтовой пружины (определение d и п) производят
по ранее приведенным формулам.
11.3. Мембранные дифманометры типа ДМ
Среди всех разновидностей дифманометров особенно
широкое применение в промышленности получили бесшкальные
мембранные дифманометры типа ДМ с дифференциально-трансфор-
маторной передачей показаний.
На рис. 93 показано устройство дифманометра ДМ-3583М.
Чувствительный элемент дифманометра — мембранный блок, со-
стоящий из двух (иногда четырех) мембранных коробок 4 и 7,
которые ввернуты своими основаниями в перегородку 6. Внутрен-
ние полости мембранных коробок, сообщающиеся между собою,
заполняются через ниппель 20 водным раствором этиленгликоля
и после этого ниппель заваривается. Перегородка 6 вместе с двумя
крышками 3 и 19, между которыми она зажимается с помощью
муфты 5, образует две полости — нижнюю и верхнюю. В первую
подается давление рг через штуцер 2, а во вторую — давление
через штуцер 21. Под воздействием перепада давления нижняя
мембранная коробка сжимается и часть жидкости перетекает
в верхнюю коробку, вызывая перемещение верхней мембраны и
соединенного с ней сердечника 11, который движется внутри
диамагнитной разделительной трубки 18. Снаружи последней
находится катушка 17 преобразователя, укрепленная иа тра-
версе 10, которая защищена от случайных ударов щитками 8.
182
Катушка 17 защищена экраном, состоящим из неподвижного кор-
пуса 16 и подвижного колпачка 15, перемещением которого до-
стигается минимальная нелинейность выходной характеристики,
после чего колпачок фиксируется винтами 12. На колпачке сверху
укреплены переменное 14 и постоянное 13 сопротивления дели-
теля, обеспечивающего получение стандартного выходного сиг-
нала. Сверху катушка 17 с сопротивлениями закрыта колпач-
ком 9, на котором крепится штепсельный разъем. Дифманометр
снабжен уравнительным клапаном 24, клапаном 1 и верхним
отверстием у разделительной трубки (закрытым пробкой 22 с ре-
зиновым уплотнительным кольцом 23), служащим для выпуска
воздуха при заполнении дифманометра жидкостью.
При случайной односторонней перегрузке мембранного блока
он не повреждается, так как происходит полное перетекание
жидкости из мембранной коробки, находящейся под давлением,
в другую коробку, а ее мембраны складываясь по профилю при-
жимаются друг к другу. Этим оправдывается сложность устрой-
ства мембранного блока. Кроме того, верхнюю мембранную ко-
робку делают в несколько раз более жесткой, чем нижнюю и этим
существенно уменьшают влияние температуры на перемещение
сердечника. Для перехода на другой предел измерения необхо-
димо менять весь мембранный блок. Мембраны изготовляются
из дисперсионно-твердеющих сплавов 36НХТЮ, 40КХНМ
с надлежащей термической обработкой и соединяются шовной
роликовой сваркой.
183
Рис. 94. Принципиальная схема диффе-
ренциально-трансформаторной передачи
показаний дифманометра ДМ
Дифманометры типа
ДМ-3583М изготовляются на
давление до 16 МПа и на все
пределы измерения по нор-
мальному ряду от 1,6 до
630 кПа. Их класс точно-
сти 1,0 и 1,5. Аналогичные
дифманометры типа ДМ на
другом заводе изготовляются
иа давления до 6,3; 25 и
63 МПа.
Основные элементы диф-
ференциально - трансформа-
торной передачи показаний
дифманометра типа ДМ на
вторичный прибор — два
идентичных индуктивных преобразователя, из которых один П1
имеется в дифманометре ДМ, а второй П2 — во вторичном при-
боре ВП (рис. 94). Каждый преобразователь имеет сердечник,
перемещающийся внутри индуктивной катушки, которая состоит
из двух обмоток: первичной, питаемой переменным током напря-
жением 24 В частотой 50 Гц от обмотки силового трансформатора
усилителя, и вторичной, две секции которой включены навстречу
друг другу. Как первичные, так и вторичные обмотки обоих
преобразователей соединены друг с другом. При положении сер-
дечников в середине катушек, индуктируемые во вторичных об-
мотках преобразователей П1 и П2 электродвижущие силы Ег и
будут равны нулю. При всяком отклонении сердечника дифмано-
метра от этого положения вследствие изменения взаимных индук-
тивностей и Мя между первичной обмоткой и верхней и ниж-
ней секциями вторичной обмотки на выходе первичной обмотки
будет возникать ЭДС Еъ значение и фаза которой будет зависеть
от величины и направления перемещения сердечника. Возника-
ющая при этом разность напряжений Et — Et усиливается уси-
лителем и приводит в действие реверсивный двигатель РД, пере-
мещающий стрелку или перо вторичного прибора и сердечник
преобразователя П2 до тех пор, пока он не займет точно такое же
положение, что и сердечник дифманометра. Тогда ЭДС станет
равной ЭДС Elt напряжение на входе и выходе усилителя будет
отсутствовать и система займет новое положение равновесия.
Номинальное значение взаимной индуктивности между первич-
ной обмоткой и выходной цепью при Дртах равно 10 мГ. Ввиду
невозможности изготовления строго идентичных индуктивных ка-
тушек к их вторичным обмоткам подключены делители, состоящие
из регулируемых R1 и R1' и постоянных R.2 и R2' резисторов,
позволяющих при настройке изменить верхний предел Ег на ±25 %
и Е2 на ±15 % и обеспечить взаимозаменяемость преобразовате-
лей. Для корректировки нуля по шкале вторичных приборов ти-
184
пов КСФ2, КСДЗ, КВД-1 и КПД-i служит обмотка ДО и регу-
лируемый резистор R3. Резистор R4 и конденсатор С4 образуют
фазосдвигающую цепочку, а конденсаторы СЗ, СЗ' и СЗ" создают
резонансный контур, способствующий возрастанию тока основной
частоты.
Дифференциально-трансформаторная передача сложнее индук-
тивной, рассмотренной ранее (см. рис. 74), но ее большое преиму-
щество в том, что трение во вторичном приборе не влияет на пока-
зания, так как реверсивный двигатель всегда его преодолеет.
Разбаланс положения сердечников в преобразователях П1 и П2
зависит лишь от порога чувствительности усилителя. Преобразо-
ватель П1 имеет три модификации ДТП-1, ДТП-2 и ДТП-3 с но-
минальным рабочим ходом сердечника из среднего положения
1,6; 2,5 и 4 мм соответственно.
Преобразователь П2 у вторичного прибора имеет одну моди-
фикацию ДТП-4 с тем же номинальным ходом, что и ДТП-3.
Преобразователь ДТП-4 — кроме резисторов R1' и R2' имеет
еще обмотку ДО и резистор R3 для корректировки нуля.
Ранее преобразователи дифманометров ДМ выпускались без
сопротивлений Rl, R2, R1' и R2', а для корректировки нуля
служила третья катушка с регулируемым сердечником. Такие
дифманометры не взаимозаменяемы. Кроме того, в них мембран-
ный блок заполнялся дистиллированной водой, замерзавшей при
низких температурах и выводившей из строя прибор. В дифмано-
метре ДМ-3583М эти недостатки устранены. В более ранних кон-
струкциях крышки, между которыми зажималась перегородка,
разделяющая мембранные коробки, стягивались болтами и в верх-
ней крышке укреплялись трубки с запорными и уравнительными
вентилями. В ДМ-3583М этих трубок нет, а крышки стягиваются
резьбовой муфтой. Рассматриваемые мембранные дифманометры
оказались в эксплуатации удобными и надежными прибо-
рами.
Наряду с дифманометром ДМ-3583М имеется мембранный диф-
манометр ДМ-3583ФМ, предназначенный для работы с вторичными
приборами ферродинамической системы типа ВФС, ВФП, ВФПС
и ВФСС. В дифманометре ДМ-3583ФМ устанавливается преобра-
зователь типа ПД, сердечник которого перемещается не в одной,
а в двух катушках, находящихся одна над другой и разделенных
пружиной, которая фиксирует их положение. Катушки имеют
первичную и вторичную обмотку, две секции последней включены
встречно. Имеются три модификации преобразователей ПДЗ, ПД4
и ПД5 с ходом сердечника из среднего положения ±1,5; ±2
и ±2,5 мм соответственно с пределами изменения выходной
ЭДС-(1—0±1) В. Выходная обмотка преобразователя соединена
с обмоткой рамки преобразователя ПФ-2 во вторичном приборе
по компенсационной схеме. Первичная обмотка преобразователя
ПД и обмотка возбуждения преобразователя ПФ-2 включены
последовательно.
185
11.4. Мембранные дифманометры типа ДМЭР
Эти дифманометры отличаются от рассмотренных
дифманометров типа ДМ устройством для передачи показания
вторичному прибору. Вместо дифференциально-трансформаторных
преобразователей здесь применяются преобразователи, основан-
ные на компенсации магнитных потоков [5]. Они имеют унифи-
цированный выходной сигнал постоянного тока 0—5 мА, для
измерения которого могут служить миллиамперметры КПУ1,
КВУ1, КСУ1, КСУ2, КСУ4. Дифманометры ДМЭР и ДМЭР-М
(малогабаритный) имеют класс 1,5 и рассчитаны на давление
40 МПа. Предельные перепады: 4,0; 6,3; 10,0; 26,0; 25,0 кПа
и 0,04; 0,063 ; 0,1; 0,16; 0,25; 0,40; 0,63 МПа, у ДМЭР еще 1,0;
1,6 МПа. Они нашли широкое применение в энергетике, особенно
в системах управления энергоблоками большей мощности.
Устройство дифманометра типа ДМЭР показано схематически
на рис. 95. Чувствительный элемент — блок, состоящий из двух
мембранных коробок 1 и 3, которые заполнены жидкостью и раз-
делены перегородкой 2 такой же, как и у дифманометров ДМ.
На верхней мембранной коробке 3 укреплен немагнитный шток,
несущий магнитный сердечник 10, который перемещается внутри
разделительной трубки 7 из немагнитной нержавеющей стали.
Снаружи трубки размещены магнитопровод 5 и остальные эле-
менты преобразователя с магнитной компенсацией. Рядом с преоб-
разователем находится полупроводниковый усилитель 4 типа
УП-МКР. На трубках, подводящих давления и ра, установлены
два запорных 6, 9 и один уравнительный вентиль 8.
Электромагнитная схема дифманометра ДМЭР приведена на
рис. 96, а схема магнитных потоков дана на рис. 97. Каждый
из магнитопроводов M-i и Л42 (см. рис. 96) образует вместе с ма-
гнитным сердечником своеобразный магнитный мост, два плеча
которого составляет магнитный сер-
дечник 1, а два других—магнито-
провод 2 (рис. 97). В диагонали
каждого моста имеется магнитопро-
вод, собранный из набора пластин с
немагнитными прокладками, на кото-
ром намотаны состоящие из двух
секций катушки возбуждения Wi—
Wi и И72—W2 и катушки обратной свя-
зи tii—п\ и п2—п2 (см. рис. 96).
Магнитный поток, создаваемый маг-
нитом, замыкается через магнитопро-
вод и частично (благодаря относите-
льно большим воздушным зазорам)
через диагональ моста. При среднем
положении магнита (рис. 97,а) ответ-
вляемые в диагональ потоки Фх и Фг,
186
Рис 96. Принципиальная
электромагнитная схема
дифманометра ДМЭР
имеющие противоположное направление, равны по величине
и поэтому результирующий поток в диагонали моста равен
нулю. При перемещении магнита симметричность моста на-
рушается (рис. 97, б) и в его диагонали возникает магнит-
ный поток, направление которого зависит от направления пере-
мещения и полярности магнита. Этот поток в одном магнитопро-
воде Mi (см. рис. 96) складывается с магнитным потоком, созда-
ваемым двумя секциями и W\ катушки возбуждения, а в дру-
гом магнитопроводе Л1а вычитается из магнитного потока, созда-
ваемого секциями W2 и другой катушки возбуждения. Это
приводит к изменению силы токов в обеих катушках и появлению
напряжения на вершинах моста, плечами которого являются
катушки возбуждения и постоянные резисторы R1 и R2. Мост
питается от силового трансформатора усилителя напряжением
в виде прямоугольных импульсов с частотой 50 Гц, формируемых
с помощью стабилитрона и ограничительного резистора. В изме-
рительную диагональ моста включен фильтрующий конденсатор С
и усилитель У, в выходной цепи которого имеются нагрузка /?н
и устройство обратной связи УОС. Последнее питает током i0. о
секции Hi—п\ и п2—П2 катушек обратной связи, создающих в ма-
гнитопроводах Мг и Мг магнитные потоки, которые направлены
навстречу потокам от постоянного магнита. Сигнал, снимаемый
с резисторов R1 и R2, будет пропорционален управляющему воз-
действию разности магнитных потоков постоянного магнита и ка-
тушек обратной связи. Суммарное сопротивление внешней на-
грузки Ra не должно превышать 2,5 кОм.
Рис. 97. Схема магнитных потоков в преобразователе
Дифманометра ДМЭР: а — при нейтральном положе-
нии магнита; б — при смещенном магните
187
В расходомерных дифманометрах применяется усилитель типа
УП-МКР, который отличается от усилителя УП-МК в перепадо-
мерных дифманометрах тем, что в нем имеется квадратор для
извлечения квадратного корня из перепада давления. Он состоит
из автогенерирующего регулирующего устройства с широтно-
импульсной модуляцией, функционального импульсного дели-
теля и источника питания. Выходной сигнал — прямоугольные
импульсы постоянной амплитуды (частота и коэффициент запол-
нения импульсов зависят от величины входного сигнала).
Схемы различных зарубежных дифманометров с компенсацией
магнитных потоков рассмотрены в работе [6].
11.5. Мембранные дифманометры типа «Сапфир»
Эти дифманометры появились позднее мембранных
дифманометров ДМ и ДМЭР и очень сильно от них отличаются.
Чувствительный элемент у них — не гофрированная, а плоская
дисковая мембрана малого диаметра, деформация которой преоб-
разуется в стандартный токовый сигнал 0—5 мА с помощью тензо-
резисторов. Дифманометры «Сапфир» характеризуются высокой
точностью и малыми габаритными размерами.
К поверхности дисковой мембраны из стали или титана жестким
припоем присоединен полупроводниковый тензорезисторный пре-
образователь. Он состоит из диэлектрической сапфировой моно-
кристаллической подложки с определенной кристаллографической
ориентацией, на которой методом гетероэпитаксиальной техноло-
гии выращена тонкая (толщиной не более 1 мкм) монокристалли-
ческая пленка кремния, обладающая тензорезисторным эффек-
том. Дифманометры «Сапфир» (так же, как и дифманометры ДМ
и ДМЭР) бесшкальные. В связи с этим возможны два варианта
наименования этих дифманометров. Первое — дифманометр мем-
бранный бесшкальный с электрическим преобразователем пере-
мещения или деформации мембраны в выходной сигнал. Второе —
двухступенчатый преобразователь перепада давления сперва в пе-
ремещение или деформацию мембраны, а затем с помощью тензо-
резисторного эффекта в выходной сигнал (электрический). Разра-
ботчиками и заводами-изготовителями для дифманометров типа
«Сапфир» (но не для ДМ и ДМЭР) принят последний вариант и
называют эти дифманометры сокращенно преобразователями раз-
ности давлений.
Конструкция такого преобразователя («Сапфир-22ДД») зави-
сит от значения предельного перепада давления. На рис. 98 по-
казано устройство преобразователей на большие предельные пере-
пады: модель 2450 на давление 16 МПа и перепады 0,4; 0,63; 1,0;
1,6 и 2,5 МПа и модель 2460 на давление 25 МПа и перепады 2,5;
4,0; 6,3; 10 и 16 МПа. Измеряемый перепад давления восприни-
мается гофрированными мембранами 7 и 10 (толщиной около
0,1 мм), края которых приварены к основанию 8. Внутри послед-
188
Рис. 98. Устройство преобразова-
телей «Сапфир-22Д» для больших
Дртах от 0,4 до 2,5 МПа (модель
2450) и Дртах от 2,5 до 16 МПа
(модель 2460)
Рис. 99 Устройство преобразова-
телей «Сапфир-22ДД» (модели 2410,
2420, 2430, 2434, 2440 и 2444)
него размещена измерительная дисковая мембрана 4 с тензопреоб-
разователем. Вся внутренняя полость основания заполнена крем-
неорганической жидкостью, которая и передает давление р± по
каналу 6, а давление р2 по каналу //на мембранную 4. Крышки 5
и 9 стянуты с основанием болтами и уплотнены прокладками 3.
При односторонней перегрузке мембраны 7 или 10 прижимаются
к боковым поверхностям основания 8, которые имеют соответ-
ствующий профиль. Зазор между мембранами и основанием около
0,5 мм, а измерительное перемещение мембран 0,2—0,3 мм. Упру-
гость последних (вместе с упругостью мембраны 4) уравновеши-
вает измеряемый перепад давления. Их профиль и глубина гофри-
ровки обеспечивают линейность характеристики при перемещении
до 0,3 мм при наименьшей жесткости.
Тензопреобразователь соединен проводами, проходящими че-
рез герметический вывод 2, с электронным устройством /. Послед-
нее преобразует разность двух напряжений, снимаемых с изме-
рительного моста, в унифицированный сигнал постоянного тока,
изменяющийся в пределах 4—20 мА при двухпроводной линии
связи и 0—5 мА или 0—20 мА при четырехпроводной линии связи.
В электронное устройство / входят: микросборка стабилизатора
напряжения и регулируемого источника тока, а также элементы
схемы температурной компенсации и перенастройки диапазона
измерения (с помощью включения перемычек) в пределах 10 %.
Устройство снабжено корректорами нуля и диапазона измерения.
Питание всей схемы от источника постоянного тока напряжением
36 В. Основная погрешность рассмотренной модели 0,25 и 0,5 %.
189
Для средних и небольших перепадов давления рассмотренная
конструкция не пригодна вследствие большой жесткости дисковой
мембраны, и применяется конструкция, схема которой показана
на рис. 99. Здесь мембрана 3, установленная в основании 7, изго-
товлена как одно целое с рычагом 4 и работает на изгиб при пере-
мещении нижнего конца рычага 4 пластинчатой тягой 9, закреп-
ленной в рычаге с помощью винта. Другой конец тяги 9 связан
со штоком 5, переходящим в диски с гофрированной наружной
поверхностью. Эти диски образуют жесткие центры гофрирован-
ных мембран 6 и 8, воспринимающих измеряемый перепад давле-
ния. Каждая из мембран своими концами приварена к основа-
нию 7, а в средней части к соответствующему диску, образующему
ее жесткий центр. Вся внутренняя полость основания между
воспринимающими мембранами заполнена кремнеорганической
жидкостью. Герметический вывод 2 для проводов от тензопреоб-
разователя и электронное устройство 1 аналогичны тем, которые
были ранее рассмотрены. При перегрузке мембраны 6 и 8 при-
жимаются к соответственно гофрированным поверхностям осно-
вания 7 и дисков штока 5, образующих их жесткие центры.
По такой схеме изготовляются преобразователи: модель 2410
на давление 4 МПа и предельные перепады 0,25; 0,4; 0,63; 1,0
и 1,6 кПа; модель 2420 на давление 4 МПа и предельные пере-
пады 1,6; 2,5; 4,0; 6,3 и 10 кПа; модель 2430 на давление 16 МПа
и предельные перепады 6,3; 10; 16; 25 и 40 кПа; модель 2434 на
давление 40 МПа и предельные перепады 6,3; 10; 16; 25 и 40 кПа;
модель 2440 на давление 16 кПа и предельные перепады 40; 63;
100; 160 и 250 кПа и модель 2444 на давление 40 кПа и предельные
перепады 40; 63; 100; 160 и 250 кПа. Предельная основная по-
грешность для большинства моделей составляет 0,25 и 0,5 %.
Диаметр воспринимающих гофрированных мембран для мо-
дели 2410 равен 120 мм, а для других моделей только 60 мм.
Преобразователи «Сапфир-22ДД» имеют высокую точность,
малометаллоемки, компактны и малогабаритны. Их недостатки:
некоторая сложность изготовления; смещение нуля выходного
сигнала, а иногда и изменение характеристики во времени; влия-
ние температуры на показания вследствие большого коэффициента
объемного расширения кремнеорганической жидкости, хотя тен-
зорезисторный преобразователь и содержит элементы для темпе-
ратурной компенсации.
Поверку преобразователей «Сапфир-22ДД» надо выполнять
в соответствии с методическими указаниями МИ 339-83, состав-
ленными НИИТеплоприбор и ПО «Манометр».
11.6. Дифманометры с вялой мембраной
Наряду с приборами, имеющими упругие (металличе-
ские) мембраны, существуют дифманометры с вялыми мембранами,
не имеющими упругости, которая могла бы оказать влияние на
190
точность измерения. Такие
мембраны лишь восприни-
мают измеряемый перепад
давления, а противодейству-
ющая сила создается допол-
нительной винтовой пру-
жиной.
На рис. 100 изображен
бесшкальный дифманометр
ДМИ, имеющий вялую рези-
нотканевую мембрану 13 с
жестким центром, подвешен-
ным к пружине 10. Мембра-
на 13 зажата между днищем 14
и крышкой И. Верхний конец
пружины 10 с помощью дер-
жателя 9 и накидной гайки 8
крепится к крышке 11. Для
стабилизации нулевого поло-
жения мембраны служит
пружина 12. В центре
Рис. 100. Дифманометр ДМИ с вялой
мембраной
мембраны укреплен шток с плунжером 1, перемещающимся вну-
три трубки 2 из немагнитной стали. Снаружи последней находятся
обмотки дифференциально-трансформаторного преобразователя 6
типа ПД, который фиксируется пружиной 5 со специальной гай-
кой 4. Для корректировки нуля вторичного прибора имеется
опорная гайка 7, вращая которую можно перемещать преобразо-
ватель 6. Для выпуска воздуха трубка 2 имеет вверху отверстие,
закрываемое пробкой 3. Дифманометр ДМИ работает в комплекте
с вторичными приборами типов ВФП, ВФС, ВФПС, ВФСС. Пита-
ние первичных обмоток преобразователей дифманометра и вто-
ричного прибора от разделительного трансформатора напряже-
нием 24 В. Потребляемая мощность не более 50 В-А. Приборы
рассчитаны на статические давления 6,3 и 25 МПа и Артах от
0,63 кПа до 0,1 МПа. Приведенная погрешность комплекта по
шкале вторичного прибора ±1,5 %. Основное назначение дифма-
нометров ДМИ — измерение расхода газа, но они могут служить
и для измерения расхода жидкостей.
11.7. Сильфонные дифманометры
В сильфонных дифманометрах измеряемый перепад
давления хотя и воспринимается сильфонами, но обычно лишь
в незначительной мере уравновешивается их упругими силами.
Основную противодействующую силу создают винтовые пружины.
Благодаря этому существенно снижается влияние упругих сил
сильфонов на погрешность измерения и упрощается переход на
другой предел измерения посредством смены винтовых пружин
(сильфонный же узел остается неизменным).
191
4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Рис. 101. Двух сильфонный дифманометр
На рис. 101 показано устройство сильфонного блока дифмано-
метров ДСС и ДСП Казанского завода «Теплоконтроль». Силь-
фоны 6 и 13 приварены к гайкам 7 и 11, ввинченным в перего-
родку 10, которая сжата болтами между крышками 3 и 15. Давле-
ние Pj поступает через штуцер 4 и действует на сильфон 6, а дав-
ление р2 — через штуцер 14 и воздействует на сильфон 13. На
конце штока 12, связывающего конусные днища 2 и 20 сильфонов,
имеется диск 16 с несколькими винтовыми- пружинами 17. Другие
концы последних укреплены на основании 18, связанном шпиль-
ками 19 с перегородкой 10. Внутренние полости сильфонов и
перегородки заполняются под вакуумом жидкостью (33 % гли-
церина и 67 % воды) с низкой температурой (—17 °C) замерзания.
Изменение перепада давления вызывает частичное перетекание
жидкости из одного сильфона в другой, перемещение штока 12
и изменение натяга противодействующих пружин 17. При этом
поворачивается рычаг 8, нижний конец которого прижат к ди-
ску 23 на штоке 12. Рычаг 8 укреплен (рис. 102) на левом утол-
щенном конце стержня 9, опирающемся на шариковый подшип-
ник 24. К этому концу приварен левый конец тонкостенной тор-
сионной трубки 25, а ее правый конец — к выходному концу
корпуса муфты 26. Поворот рычага <8 вызывает закручивание
тонкостенной трубки 25 вокруг ее правого конца и поворот стерж-
ня 9 на некоторый угол. Правый конец стержня 9 соединен пере-
даточным механизмом со стрелкой или пером прибора. Торсион-
192
ная трубка 25 герметически разделяет концы стержня 9. Защита
сильфонов 6 к 13 (см. рис. 101) от случайной перегрузки дости-
гается с помощью резиновых кольцевых клапанов 1 и 21, при-
жимаемых к кольцевым седлам в перегородке 10, и при этом пре-
кращается перетекание жидкости из одного сильфона в другой.
При увеличении окружающей температуры часть жидкости через
отверстия во внутренней стенке сильфона 6 перетекает в неболь-
шой (три гофра) сильфон 5, днище которого не связано со што-
ком 12. Этим устраняется влияние температуры на показания
прибора. С помощью клапана 22 можно изменять скорость пере-
текания жидкости из одного рабочего сильфона в другой, а зна-
чит, и степень успокоения дифманометра. Внизу полостей, обра-
зованных крышками 3 и 15, предусмотрены сливные отверстия,
закрываемые пробками.
В рассматриваемом дифманометре перепад давления Ар, дей-
ствующий на эффективную площадь Fa сильфонов, уравновеши-
вается в основном винтовыми пружинами и, кроме того, упру-
гими силами сильфонов и моментом закручивания Л1т торсионной
трубки в соответствии с уравнением
ApF8 = ncns MT/R + 2cs,
где n и сп — число винтовых пружин и жесткость каждой из них;
s — перемещение сильфонов и пружин; R — радиус рычага тор-
сионной трубки; с — жесткость каждого сильфона.
Дифманометры изготовляются на давление до 16 МПа и Аршах
от 6,3 до 250 кПа, а также на давление до 32 МПа и Аршах от 40
до 630 кПа. Класс точности 1 и 1,5. Погрешность счетчика инте-
гратора не более 0,6 % от верхнего предела в диапазоне от 30
до 100 % Qtnax- С 1984 г. завод-изготовитель перешел на выпуск
дифманометров с малогабаритным сильфонным блоком. Это позво-
лило снизить массу дифманометров с 47 до 16 кг. Имеются сле-
дующие разновидности этих дифманометров: ДСП-71 — показы-
вающий; ДСП-71 Ин, показывающий с интегратором; ДСП-71 Эт —
показывающий с электрическим преобразователем; ДСП-71 Пн —
показывающий с пневматическим преобразователем; ДСП-71 Сг —
показывающий с сигнальным устройством; ДСС-711—самопи-
шущий с электроприводом; ДСС-711 Ин то же с интегратором;
ДСС-711 Рг — самопишущий с электроприводом и пневматическим
изодромным регулирующим устройством; ДСС-711-2С — самопи-
шущий с электроприводом и записью давления; ДСС-711 Ин-2с —
24 9 25 26
Рис. 102. Торсионный вывод
7 П. П. Кремлевский
193
то же с интегратором; ДСС-712 М — самопишущий с часовым
приводом; ДСС-712 Рг — то же с пневматическим изодромным
регулирующим устройством; ДСС-712-2с — самопишущий с ча-
совым приводом и записью давления.
Во всех перечисленных модификациях спереди сильфонного
блока укреплен прямоугольный корпус, куда входит выводной
стержень 9 (рис. 102). На его конце укреплен рычаг, состоящий
из двух частей. Это позволяет изменять как общую длину рычага,
так и угол наклона одной части рычага по отношению к другой.
Тяга связывает его конец с рычагом, сидящим на главной оси, на
которой в зависимости от модификации прибора укрепляются:
перо; рычаг с тягой, передающий через зубчатый сектор и шесте-
ренку вращение стрелке, расположенной в центре прибора; рычаг
с тягой, вызывающий поворот лекала механизма интегратора;
рычаг с тягой, управляющей положением заслонки относительно
сопла пневматического реле в приборе ДСП-71 Пн, либо шторки,
экранирующей фотосопротивления от осветительной лампочки
в приборе ДСП-71 Сг.
В дифманометре же ДСП-71 Эт с электрическим выходным сиг-
налом на конце стержня 9 укреплен не только рычаг, связанный
с механизмом стрелки прибора, но и другой рычаг, связанный
через тягу и спиральную пружину с коромыслом, на другом конце
которого имеется флажок, находящийся в высокочастотном поле
внутри плоской катушки, входящей в базовый контур генератора.
При повороте коромысла флажок перемещается в поле ка-
тушки, изменяя при этом параметры базового контура и режим
генератора, что приводит к возникновению в особой обмотке об-
ратной связи момента противодействующего вращению коромысла.
Последнее будет поворачиваться вместе с флажком до тех пор,
пока этот момент не уравновесит вращающий момент, создаваемый
растягивающейся ведущей спиральной пружиной. Выходной сиг-
нал — постоянный ток от 0 до 5 мА или напряжение постоянного
тока 0—100 мВ. Сопротивление нагрузки не должно превышать
2,5 кОм. Интегрирующий механизм у сильфонных дифманометров
такой же, как и у поплавкового дифманометра ДП-787Р (см.
рис. 78).
Наряду с рассмотренными двухсильфониыми дифманометрами
имеются бесшкальные односильфонные дифманометры ДСЭР и
ДСЭР-М (малогабаритные) с передачей показаний, основанной
на компенсации магнитных потоков (такой же, как у мембранных
дифманометров ДМЭР). Дифманометры ДСЭР и ДСЭР-М пред-
назначены для измерения расхода газа, имеющего избыточное
давление не более 0,1 МПа. Предельные перепады давления —
1; 1,6; 2,5 и 4 кПа, класс точности 1,5. Давление подается сна-
ружи вертикального сварного сильфона, расположенного в ци-
линдрическом корпусе, а давление р2 — внутрь сильфона. В по-
следнем находится винтовая измерительная пружина, упираю-
щаяся в основание, на котором укреплен сильфон, и в верхнее
194
дно сильфона. С последним соединен магнитный сердечник, дви-
жущийся в герметичной диамагнитной трубке. Снаружи трубки
находятся все остальные элементы преобразователя с компенса-
цией магнитных потоков и усилитель (см. рис. 95). Принципиаль-
ная схема преобразователя приведена на рис. 96 и 97.
Глава 12. КОМПЕНСАЦИОННЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
12.1. Общая характеристика
Компенсационными называются дифманометры, у ко-
торых перемещение чувствительного элемента воздействует на
релейно-контактное или усилительное устройство, управляющее
посторонним источником энергии; этот источник создает противо-
действующую силу, уравновешивающую усилие от измеряемого
перепада давления. В результате чувствительный элемент диф-
манометра во всем диапазоне измерения почти не меняет своего
местоположения.
По роду уравновешивающих сил различают дифманометры
с компенсацией: пружинной, грузовой, пневматической и элек-
трической.
По способу управления постоянным источником энергии
компенсационные дифманометры разделяются на две группы.
В первой из них контактно-релейное или усилительное устрой-
ство при переходе порога чувствительности включает двигатель,
изменяющий противодействующую силу (натяг пружины, плечо
груза) до тех пор, пока она не уравновесит усилие от перепада
давления. При этом подвижная система в состоянии компенса-
ции возвращается в исходное нулевое положение (в пределах
зоны нечувствительности). В другой группе с помощью усилителя
создается противодействующая сила, величина которой зависит
от измерительного перемещения чувствительного элемента и
связанной с ним подвижной системы прибора. Эта зависимость
обычно пропорциональна Ар или Ар. Следовательно, здесь
чувствительный элемент и подвижная система в состоянии ком-
пенсации не возвращаются в исходное нулевое положение. Но
у всех этих приборов отклонение от нулевого положения ничтожно
мало, так как полное измерительное перемещение обычно меньше
1 мм. К первой группе относятся компенсационные дифманометры
преимущественно с пружинным и грузовым, а ко второй с пнев-
матическим и электрическим уравновешиванием.
Благодаря очень малому измерительному перемещению ком-
пенсационные дифманометры имеют много достоинств. Важней-
шие из них — быстродействие и существенное уменьшение влия-
ния упругих свойств чувствительных элементов (мембран, силь-
7» 195
фонов) на точность измерения. Кроме того, отпадает необходи-
мость в сальниковом уплотнении выводного рычага, которое
можно заменить гибким сильфоном или мембраной. Одновременно
можно исключить трение в подшипниках, заменив их ленточ-
ными крестообразными подвесами. Все это благоприятно отра-
жается на точности данных дифманометров, приведенная погреш-
ность которых не превосходит ±(0,5-j-l)%. Дополнительные
их достоинства — компактность конструкции, малая металло-
емкость и легкость перехода на другой предел измерения путем
изменения соотношения плеч рычагов, к которым приложены
силы, уравновешивающие друг друга. Но для этих приборов
требуется высокое качество изготовления и они менее пригодны
для работы в тяжелых условиях эксплуатации, в частности в усло-
виях запыленной окружающей среды.
12.2. Компенсационные дифманометры
без унифицированных преобразователей
Компенсационный метод можно реализовать в лю-
бых дифманометрах как жидкостной, так и деформационной си-
стем. Имеются конструкции компенсационных поплавковых, коль-
цевых и колокольных жидкостных дифманометров. Их схемы
приведены в работе [012].
В первом из них поплавок связан стержнем с двумя желез-
ными сердечниками. При перемещении одного из них внутри
индуктивной катушки Ьозникает разность потенциалов в мостовой
схеме, вызывающая после усиления значительный ток в цепи
соленоида, внутри которого находится второй сердечник. Магнит-
ное поле соленоида создает усилие, действующее на этот сердеч-
ник, которое уравновешивает изменение гидростатического давле-
ния манометрической жидкости на поплавок. Последний прак-
тически почти ие перемещается. Так как компенсационное усилие
пропорционально квадрату силы тока в соленоиде, то величина
тока оказывается пропорциональной измеряемому расходу, и
с помощью счетчика ампер-часов можно измерять количество
вещества.
В кольцевом дифманометре с грузовой компенсацией при вы-
ходе кольца из нулевого положения замыкаются контакты реле
и двигатель перемещает противодействующий груз по горизон-
тальной штанге до тех пор, пока кольцо не вернется в исходное
положение. В кольцевом дифманометре с пневматической компен-
сацией кольцо перемещает заслонку относительно воздушного
сопла и при этом меняет давление воздуха в сильфоне, создающем
противодействующий момент на горизонтальном рычаге.
Рассмотренные приборы не получили значительного приме-
нения. Несколько шире были распространены компенсационные
двухколокольные дифманометры СДМ-2. В них при изменении
перепада давления замыкались контакты, включавшие двигатель,
196
Рис. 103. Принципиальная
схема дифманометра с пнев-
матической компенсацией
который перемещал каретку пера и одновременно изменял натяг
противодействующей пружины до тех пор, пока колокола не
возвращались в нейтральное положение.
Большее значение имеют деформационные компенсационные
дифманометры. Одними из первых были освоены компенсационные
мембранные дифманометры ДМК и двухсильфонные дифмано-
метры ИРКВФ [012]. Перемещение жесткого центра вялой
мембраны у ДМК или сильфонов у ИРКВФ вызывает перемещение
плунжера в индуктивной катушке. Возникающий сигнал про-
ходит через усилитель и включает двигатель, перемещающий
стрелку прибора и рамку ферродинамического преобразователя
дистанционной передачи и одновременно изменяющий натяг
винтовой противодействующей пружины, которая возвращает
мембрану или сильфоны в исходное положение. Дифманометры
ДМК рассчитаны на давление до 1,6 МПа и имеют Дртах от 0,63
до 22 кПа. Класс точности этих дифманометров 1. Дифманометр
ИРКВФ был предназначен для измерения расхода вязких жидко-
стей при давлении до 1 МПа и температуре от 10 до 100 °C. В кон-
струкции предусматривается монтаж на трубе диаметром 32 мм
и исключается необходимость в импульсных трубках.
Значительно шире распространены бесшкальные компенсаци-
онные дифманометры разработки НИИтеплоприбор. Они имеют
пневматическую или электрическую компенсацию.
Принципиальная схема дифманометра с пневматической ком-
пенсацией показана на рис. 103.
Чувствительный элемент 1 тягой 2 соединен с силовым рыча-
гом 3, имеющим сильфонное 4 или мембранное уплотнение. При
повороте рычага 3 вокруг оси 5 находящаяся на его конце за-
слонка 10 изменяет степень открытия сопла 11. Это вызывает изме-
нение давления рс в линии после дросселя 12, к которому непре-
рывно подается воздух под постоянным давлением. Соответственно
изменяется давление рк на выходе из пневмоусилителя 13. Дав-
ление передается в сильфон обратной связи 15 и создает компен-
сационное усилие, передающееся через вспомогательный рычаг 8
и тягу 7 иа силовой рычаг 3. Одновременно давление рк по ли-
нии 13, 14 поступает к сильфонному манометру и служит показа-
197
телем измеряемого перепада давления. Пружина 6 служит для
настройки прибора. На основе этой схемы было разработано много
дифманометров, отличавшихся друг от друга чувствительными
элементами и пределами измерения. Дифманометр ДМПК-4
имеет резиново-тканевую мембрану и рассчитан на давление до
0,4 МПа и Арти от 0,025 до 0,4 кПа; ДМПК-ЮО имеет мембран-
ный блок (как у ДМ), предельное давление до 10 МПа и Аршах
от 0,63 до 1,6 кПа; ДСПК-4 имеет сильфоны, предельное давление
до 0,4 МПа и Артах от 0,025 до 0,4 кПа. Более новый дифманометр
(преобразователь разности давления) 13ДД11 рассчитан на дав-
ление 2,5 МПа и Артах от 1 до 10 кПа (модели 722 и 724) и на
давление 16 МПа и Артах от 16 до 6300 кПа (модель 720). Класс
точности 0,6; 1,0 и 1,5. Чувствительный элемент двухмембранный
блок, заполненный полиэтиленовой жидкостью или водоглицери-
новым раствором. Материал мембран легированная сталь или
тантал. Он укомплектован унифицированным пневматическим
преобразователем, создающим компенсационное усилие на ры-
чаге.
У дифманометров с электрической компенсацией чувствитель-
ным элементом может быть как резино-тканевая мембрана, так
и мембранный блок.
Дифманометр ДМЭК-М имеет магнитоэлектрическую, а
ДМЭК-Ф ферродинамическую компенсацию. У них при изме-
нении перепада давления силовой рычаг перемещает сердечник
индуктивного индикатора равновесия; при этом изменяется ток
в катушке, находящейся в поле постоянного магнита (у ДМЭК-М)
или в поле электромагнита (у ДМЭК-Ф). В результате изме-
няется сила, приложенная к катушке, которая создает компенси-
рующий момент на силовом рычаге; последний связан с рычагом,
на котором подвешена катушка. Дифманометры ДМЭК-М и
ДМЭК-Ф в отличие от дифманометров с пневматической компен-
сацией ие получили широкого распространения. Вместо них
стали выпускаться дифманометры с унифицированными электри-
ческими преобразователями. Более подробные сведения по ком-
пенсационным дифманометрам, не имеющим унифицированных
преобразователей, даны в работе [012].
12.3. Унифицированные пневматические
и электрические преобразователи
Рассматриваемые преобразователи разработаны
в НИИтеплоприбор. Они создают компенсационный момент на
силовом рычаге и пригодны для сочетания с различными дифма-
нометрами — колокольными, мембранными и сильфонными.
Принципиальная схема унифицированного пневматического
преобразователя показана на рис. 104. Чувствительный элемент
дифманометра (колокол, мембрана, сильфон) воздействует на
силовой Т-образный рычаг 1 по любому из направлений, которые
198
Рис 104 Принципиальная схема унифицированного
пневматического преобразователя
указаны стрелками А, Б я В, поворачивая его вокруг ленточной
опоры 17. При этом заслонка 6, укрепленная на конце рычага 1,
изменяет степень открытия сопла 5, через которое непрерывно
вытекает воздух, подаваемый от источника питания через пневмо-
усилитель 16 и дроссель 11. Если заслонка 6 приближается к со-
плу 5, то давление в нем и в камере 12 возрастает. При этом мем-
браны 10 и 13 из прорезиненного полотна перемещают клапан 8
вверх, прикрывая отверстие для сброса воздуха, а клапан 15
вниз, открывая отверстие для поступления воздуха. Благодаря
этому давление в камерах 9 и 14 возрастет настолько же, насколько
оно возросло в камере 12, что определяется постоянством усилий
пружин, действующих на мембраны 10 и 13. Следовательно, и
перепад давления на дросселе 11 будет постоянным. Это постоян-
ство, а также малый диаметр отверстия дросселя (0,4 мм) обес-
печивают малый расход воздуха через сопло, имеющее диаметр
отверстия 0,7 мм, и очень малый (0,01 мм) полный ход заслонки 6.
Давление в камерах 9 и 14 — выходной сигнал преобразователя.
Оно поступает к измерительному прибору и в сильфон обратной
связи 7, который создает компенсирующий момент на рычаге 1
через промежуточный рычаг 3 и упор 4. Последний можно пере-
мещать для регулирования* передаточного числа. Пружина 2
служит для регулировки нуля. К преобразователю подается
воздух, прошедший фильтр для очистки от масла и механических
примесей и редуктор, поддерживающий давление р = (0,14 ±
± 0,014) МПа.
Принципиальная схема унифицированного электросилового
преобразователя изображена на рис. 105. Чувствительный эле-
мент дифманометра действует на левый конец рычага 2 (рис. 105, а),
уплотненного гибкой мембраной 1, и через тягу 3 и рычаг 4 вы-
зывает поворот силового рычага 5 и промежуточного рычага 7
199
Рис. 105. Принципиальная схема унифицированного электрического пре-
образователя: а — линейного; б — квадратичного
вокруг ленточных опор 19 и 9. Дальше движение через тягу 14
передается двуплечему рычагу 15, на одном конце которого име-
ется флажок 13, а на другом — катушка 17. При отклонении
флажка 13 от среднего положения внутри индикатора рассогла-
сования, имеющего экран 10 и две обмотки (первичную 11 и вто-
ричную 12), возникает сигнал переменного тока частотой 50 Гц,
поступающий к полупроводниковому усилителю 16. После усиле-
ния и выпрямления ток (0—5 мА) проходит через катушку 17,
находящуюся в поле магнита 18, и поступает к измерительному
прибору. Взаимодействие магнитного поля, создаваемого током
в катушке 17, с полем магнита 18 вызывает появление усилия,
приложенного к рычагу 15 и далее через рычаг 7 и упор 8 к сило-
вому рычагу 5, которое уравновешивает усилие от перепада
давления. Упор 8 можно перемещать для изменения передаточ-
ного числа. Пружина 6 служит для регулировки нуля. В рассмо-
тренном преобразователе сила выходного тока пропорциональна
перепаду давления.
Чтобы получить выходной ток, пропорциональный расходу,
применяют преобразователь, имеющий другой силовой элемент
обратной связи, изображенный на рис. 105, б. Он состоит из ярма,
собранного из пластин из пермаллоя, иа котором надета катушка.
В нее также как и в подвижное ферромагнитное кольцо, укре-
пленное на конце двуплечего рычага 15 (см. рис. 105, а) поступает
ток i из усилителя. Поэтому сила втягивания, действующая на
ферромагнитное кольцо, пропорциональна квадрату силы тока i,
а сам ток i пропорционален у4Др, т. е. расходу. Сопротивление
нагрузки не более 25 кОм при imax = 5 мА. Потребляемая мощ-
ность 15 Вт.
200
12.4. Компенсационные дифманометры
с унифицированными преобразователями
Имеются колокольные, мембранные и сильфонные
компенсационные дифманометры с унифицированными пневма-
тическими и электрическими преобразователями. Все они бес-
шкальные. Колокольные дифманометры рассчитаны на давле-
ние до 0,25 МПа, мембранные — до 0,25 МПа и 1 МПа и силь-
фонные — до 32 МПа.
Колокольные компенсационные дифманометры. Разновидно-
сти колокольных компенсационных дифманометров с унифици-
рованными преобразователями: ДКО-Э1 с электрическим линей-
ным выходным сигналом, ДКО-Э2 с электрическим квадратичным
выходным сигналом. Избыточное давление 0,25 МПа. Устройство
перечисленных дифманометров аналогично устройству дифмано-
метра ДКО, но в компенсационных дифманометрах колокол
передает свое усилие Т-образному рычагу унифицированного
силового преобразователя.
Мембранные компенсационные дифманометры. Элемент, вос-
принимающий перепад давления, — резиново-тканевая мем-
брана 12 (рис. 106), которая укреплена между фланцами 11
и 13. Ее жесткий центр состоит из двух плоских 8 и двух конус-
Рис. 106. Компенсационный дифманометр с вялой мембра-
ной ДМ-Э и ДМ-П
201
ных 9 дисков, стянутых
штоком 16 и гайками 15.
При этом достигается не-
обходимая прочность при
односторонней перегрузке.
Две плоские пружинные
подвески 14, скрепленные
со штоком 16, предотвра-
щают провисание мембра-
ны под действием своего
веса, но не мешают ее
осевому перемещению, ко-
торое с помощью ленточ-
ной тяги 7 вызывает пово-
рот выводного коленчатого
рычага 6, уплотненного
одногофровой металличе-
ской мембраной 5. Две
упругие вертикальные лен-
ты не позволяют рычагу 6
перемещаться вдоль своей
оси при изменении давле-
ния рх, действующего на
мембрану, но не препят-
ствуют его повороту. Верх-
ний конец коленчатого
рычага 6 соединен с Т-об-
Рис. 107 Сильфонный дифманометр с пневма-
тической компенсацией ДС-П
разным рычагом пневма-
тического (см. рис. 104) или электрического (см. рис. 105) уни-
фицированного преобразователя 1. В паз колодки 2 преобразо-
вателя входит выступ колодки 3 дифманометра и обе колодки
соединяются конусным болтом 4. Отверстия, закрываемые проб-
ками 10 и 17, служат для слива конденсата и продувки дифмано-
метра и импульсных трубок. Разновидности мембранных ком-
пенсационных дифманометров: ДМ-П1 и ДМ-П2 с пневматиче-
ским линейным преобразователем, ДМ-Э1 и ДМ-Э2 с электриче-
ским линейным преобразователем ДМ-ЭР1 и ДМ-ЭР2 — с элек-
трическим квадратичным преобразователем. Дифманометры
ДМ-П1, ДМ-Э1 и ДМ-ЭР1 рассчитаны на предельное давление
0,25 МПа и Арпих = 0,1; 0,16; 0,25; 0,40; 0,63 и 1,0 кПа. Диф-
манометры ДМ-П2; ДМ-Э2 и ДМ-ЭР2 рассчитаны на давление
до 1 МПа и Аршах = 1,0; 1,6; 2,5; 4,0 и 6,3 кПа. Приведенная
предельная погрешность выходного пневматического (0,02—
0,1 МПа) или электрического (0—5 мА) сигнала ± (14-1,5) %.
Дифманометры предназначены для измерения расхода газа.
Сильфонные компенсационные дифманометры. На рис. 107
изображена схема двухсильфонного компенсационного дифмано-
метра типа ДС-П с пневматическим унифицированным преобра-
202
зователем. На этом рисунке обозначено через: 1 и 16 — сильфоны,
воспринимающие перепад давления; 2 п 15 — днища сильфонов;
3 — мембрана, уплотняющая выводной рычаг 13\ 4 — колодка,
прижимающая мембрану 3 к основанию 14-, 5 — сильфон обрат-
ной связи; 6 — пневмоусилитель; 7 — заслонка; 8 — сопло; 9 —
Т-образный рычаг; 10 — коленчатый рычаг; 11 — рычаг; 12 —
траверса; 17 — корпус дифманометра; 18— сильфон температур-
ной компенсации; 19 — упругие ленты.
Сильфонный блок дифманометра очень похож на изображен-
ный на рис. 101, но в нем отсутствуют противодействующие пру-
жины, а шток, соединяющий днища сильфонов 2 и 15, с помощью
приваренной к нему упругой стальной лентой соединен с вывод-
ным рычагом 13. Две стальные ленты 19, укрепленные на осно-
вании 14 и траверсе 12, с которой соединен рычаг 13, удерживают
его от осевого перемещения при воздействии иа мембрану 3 рабо-
чего давления. Точно также устроен и сильфонный блок компен-
сационного дифманометра ДС-Э с электрическим унифицирован-
ным преобразователем.
В зависимости от предельных перепадов давления имеется
несколько модификаций двухсильфонных дифманометров: ДСП-3,
ДС-ЭЗ и ДС-ЭРЗ (с квадратичным преобразователем) на пре-
делы — 4; 6,3; 10; 16 и 25 кПа; ДСП-4, ДС-Э4 и ДС-ЭР4 на пре-
делы — 25; 40; 63; 100 и 250 кПа и ДС-П5 и ДС-Э5 на пределы —
0,4 и 6,3 МПа. У дифманометров на предел 4 кПа класс точности
1 и 1,5, а у остальных — 0,6 и 1. Предельное избыточное давле-
ние 40 МПа. Для измерения расхода азотной кислоты, водного
раствора серной кислоты, аммиака, водорода, кислорода, ам-
миака с фтористыми соединениями, сульфата аммония и оксидов
азота имеются сильфонные дифманометры с пневматической ком-
пенсацией, у которых сильфоны и детали, соприкасающиеся с из-
меряемым веществом, изготовлены из специальных материалов.
Их измерительные блоки выполняются в двух вариантах: на давле-
ние до 0,4 МПа и на давление до 32 МПа. Первые имеют не два,
а лишь один сильфон, воспринимающий изменяемый перепад
давления. Жесткий центр сильфона связан ленточной тягой
с выводным рычагом. Для уплотнения служит одногофровая
металлическая мембрана.
Глава 13. ПРИМЕНЕНИЕ ВЫЧИСЛИТЕЛЬНОЙ ТЕХНИКИ
В РАСХОДОМЕРАХ ПЕРЕМЕННОГО
ПЕРЕПАДА ДАВЛЕНИЯ
13.1. Общая характеристика
Вычислительная техника может найти двойное при-
менение при измерении расхода с помощью сужающих устройств
или других преобразователей расхода переменного перепада
203
давления. Одно из них — это расчет сужающих устройств и
других преобразователей расхода. Применение ЭВМ для этой
цели стало особенно необходимым после появления международ-
ного стандарта ИСО 5617 и правил РД 50-213-80, согласно
которым коэффициенты расхода диафрагм и сопел следует опре-
делять по сложным формулам в зависимости не только от их
относительной площади т, но также и от числа Рейнольдса.
Другое более важное направление применения вычислительной
техники — это учет изменения плотности измеряемого вещества,
а также множителя 8 и введение соответствующей поправки
в показания расходомера. Особенно это важно и необходимо
при измерении расхода газа и пара, плотность которых меняется
при изменении их давления и температуры. Применение вычисли-
тельных устройств для этой цели может существенно повысить
точность измерения расхода газа и пара, что имеет большое зна-
чение, учитывая необходимость максимальной экономии энерге-
тических ресурсов страны. Так, при одном только изменении
давления пара на ±20 % (что нередко бывает на практике) отсут-
ствие учета этого изменения может дать погрешность измерения
расхода, достигающую ±10 %.
Целесообразность введения поправки на изменение плотности
была очевидна еще задолго до появления ЭВМ. В связи с этим
для этой цели стали применяться простейшие счетно-решающие
устройства: механические (кулисно-рычажные механизмы), пнев-
матические и электрические. Но наиболее полное решение проб-
лемы — это применение ЭВМ и микропроцессорной техники.
Уравнение измерения для расходомеров с сужающими устрой-
ствами имеет вид
Q = kae, т/р Др,
где k = лсР }/2/4.
Из этого уравнения следует, что для определения расхода
надо измерять не только перепад давления Др, но и плотность р
вещества. Отсутствие измерения плотности допустимо, если она
сохраняется постоянной или меняется незначительно, что при
измерении расхода газа и пара бывает сравнительно редко. Пока
еще автоматические плотномеры не получили заметного рас-
пространения, хотя применение их, основанных, в частности, на
на работе вибрационных преобразователей плотности, весьма пер-
спективно. В связи с этим плотность газа и пара обычно опреде-
ляют путем измерения его параметров и прежде всего давления р
и температуры Т. Тогда для газа показания расходомера надо
умножать на поправочный множитель
== ^р^'Т^'к^'В^'С» (81)
где kp, kT, kK, kB, k0—коэффициенты коррекции на изменение
давления р, температуры Т, коэффициенты сжимаемости k, вла-
госодержания и состава газа соответственно.
204
Имеем:
^Р=(Ж)1/2; == (Тг/Г)^; 6в = [(р-<ррв п)/рг]'/2; kK = kr/k,
где Рг, Tr, kr — давление, температура и значение коэффициента
сжимаемости k, принятые при градуировке расходомера.
Коэффициент коррекции kc на изменение состава газа можно
определять на основании результатов его периодических ана-
лизов.
В настоящее время в большинстве случаев ограничиваются
Введением лишь двух коэффициентов коррекции kp и kT, учиты-
вающих лишь изменение давления и температуры. Также посту-
пают и при измерении расхода пара.
При отсутствии вычислительной техники коэффициенты кор-
рекции kp и kT, а иногда и kB вводятся непосредственно в пока-
зания дифманометра расходомера или его вторичного прибора.
При применении вычислительных устройств в них поступает
информация об отдельных параметрах измеряемого вещества
в виде измерительных сигналов от преобразователей расхода,
давления, температуры и влажности осуществляется вычисление
истинного расхода.
Вычислительная техника дает возможность вводить поправку
не только на изменение р, но также на отклонение множителя е
от значения ег, принятого при градуировке, и на изменение коэф-
фициента расхода а. Изменение е зависит, главным образом, от
измеряемого перепада давления и в меньшей степени от началь-
ного давления газа или пара. Коэффициент а изменяется с умень-
шением расхода.
13.2. Простейшие устройства
ввода коррекции
Рычажно-кулисные механизмы — простейшие уст-
ройства для ввода в расходомер коррекции на изменение давле-
ния и температуры. Их начали применять еще вначале этого сто-
летия для ввода коррекции на изменение давления в расходо-
мерах насыщенного пара. В этих механизмах одна из осей вра-
щения рычажной системы, передающей перемещение чувствитель-
ного элемента дифманометра к стрелке прибора, перемещается
с помощью кулисного механизма при изменении давления. В ре-
зультате стрелка или перо прибора перемещаются не только при
изменении перепада Др, но и при изменении давления р. При
соответствующем профиле кулисы можно получить шкалу, про-
порциональную расходу.
Аналогичная схема механической коррекции на давление и
температуру была применена заводом «Теплоконтроль» в сильфон-
ных дифманометрах.
Наряду с механическими были разработаны пневматические
системы ввода коррекции. Одна из таких систем показана на
205
м
Рис 108. Схема пневмати-
ческого корректирующего
устройства на изменение
давления и температуры
рис. 108. Она представляет собою пневма-
тический силовой мост, состоящий из
четырех сильфонов, усилия которых при-
ложены к концам двух параллельных
рычагов и /2; роликовые оси вращения
этих рычагов могут перемещаться воздуш-
ным двигателем Л1. Для работы моста из-
меряемые величины Др, Pi и Тг должны
быть предварительно преобразованы в
пневматические выходные сигналы, пода-
ваемые в сильфоны А, В и С. Сильфон А
создает усилие, пропорциональное давле-
нию р1( сильфон В — температуре Т,
сильфон С — перепаду Др. При этом
в сильфоне D образуется давление, про-
порциональное Др p-JT\, которое является
выходным сигналом. На концах рычагов
и /2 имеются заслонки, прикрывающие
сопла Л я П, связанные с источником сжатого воздуха. Кроме
того, сопло П связано с сильфоном D, а давление в сопле Л
управляет двигателем М.
Электрические методы ввода коррекции наиболее распростра-
нены. Обычно эти методы основаны на применении мостовых
схем или же на последовательном включении преобразователей
напряжения. Подобная схема [7], разработанная для введения
в показания мембранного компенсационного расходомера ДМ КВ
коррекции на давление, температуру и влажность, показана на
рис. 109. Для получения напряжений, пропорциональных пере-
паду давления Др, давлению рх и влагосодержанию фрв. п газа,
служат ферродинамические преобразователи (см. рис. 82).
Угол поворота фх рамки преобразователя 1 пропорционален
давлению рх, поэтому напряжение ЕР1, снимаемое с рамки, про-
порционально Ucpx, где Uc — напряжение сети, питающей об-
мотки возбуждения преобразователя. В преобразователе 2 угол <р2
поворота рамки пропорционален влагосодержанию фрв. п. При
отсутствии соответствующего влагомера рамка поворачивается
вручную. Напряжение £ф, снимаемое с этой рамкн, пропорцио-
нально <рр. Разность напряжений ЕР1 — Ev, пропорциональная
Pi — фрв. п> поступает на вход усилителя мощности БЭП, выход-
ное напряжение которого также пропорциональное pi — фрв. п,
и питает обмотку возбуждения преобразователя 3. Рамка послед-
него поворачивается дифманометром на угол ф3, пропорциональ-
ный Др. Следовательно, напряжение, снимаемое с этой рамки,
пропорционально Ар (рх— фрв.п)-
Также пропорционально Др (рх— фрв. п) будет и напряже-
ние UR„ снимаемое с резистора 7?0, т. е. {/r, = AjAp(pi—
— ФРв. п)> где kz — коэффициент пропорциональности. Напря-
жению URt противодействует компенсационное напряжение UK,
206
снимаемое с резисторов 7?т + R, включенных в цепь рамкн
преобразователя 6. Резистор установлен внутри трубопровода
и его сопротивление — функция от температуры газа. Резисторы
± подбирают так, чтобы иметь пропорциональность между
абсолютной температурой Т газа и суммарным сопротивлением
-j- R. Тогда будем иметь: UK — k^T, где k2 — коэффициент
пропорциональности; <рк — угол поворота рамки преобразова-
теля 6. Разность напряжений URt и UK поступает на вход усили-
теля 4, управляющего двигателем 5, который поворачивает стрелку
прибора 8, а через лекало 7 — рамку преобразователя 6 до тех
пор, пока не наступит равенство UR, и £/к или &iAo,(pi — <рв п) ==
= &2<риТ. Отсюда следует, что <рк = 6хЛрД/)1— <ррв. n)fctT-
Подбором профиля лекала 7 можно получить угол поворота <p<j
стрелки прибора, пропорциональным 1/^, а следовательно,
н массовому расходу.
Двигатель 5 помимо лекала 7 и стрелки 8 может вращать
также рамки дополнительных ферродинамических преобразова-
телей для передачи показаний ко вторичному прибору и регули-
рующему устройству. Основная приведенная погрешность ДМКВ-
равна 1,5 %, дополнительная (при вводе коррекции) —не более
±2,5%. Пределы ввода по давлению 0—0,6; 0,5—1,1; 0,7—
1,7 МПа; по температуре ±50 °C, по влагосодержанию 0—
50 г/м® при нормальных условиях.
Рассмотренная схема позволяет путем добавления соответ-
ствующего ферродинамического преобразователя учитывать также
н содержание того или другого компонента в газе. Связав этот
преобразователь с автоматическим газоанализатором кислорода,
построили [ 1 ] прибор для измерения расхода кислорода в кисло-
родно-воздушном дутье. Электрические схемы позволяют [9]
осуществлять коррекцию и на изменение множителя е, связанное
с изменением Др и рх.
Рис. 109. Электрическая схема коррекции на изменение давления, температуры
и влажности газа у мембранных дифманометров
207
13.3. Устройства коррекции с применением
вычислительных блоков и микропроцессоров
Весьма перспективно для ввода коррекции в пока-
зания расходомеров с сужающими устройствами применение
специально созданных для этой цели вычислительных блоков
и микропроцессорной техники. Рассмотрим некоторые уже раз-
работанные подобные устройства.
Имеются аналоговые вычислительные устройства типов
А343-101 и А343-102. Входные сигналы для первого — 0—10 В,
для второго — 0—5 мА постоянного тока. Устройство может
решать уравнение
Us = UoUlUHUWi,
где иъ — выходной сигнал 0—10 В; Uo, ..., t/4 — входные сиг-
налы, причем показатели степени п могут быть различными.
Для решения уравнения устройство реализует зависимость
UB = antilog (log Uo + п log + n log U2 —
— n\og U3 — n log Ui).
В случае применения вычислительного устройства для изме-
рения расхода сигналы Ult U2 и U3 поступают от преобразова-
телей Др, рх и Ti соответственно; показатель степени п = 0,5.
Сигналы l)0 и соответствуют постоянным коэффициентам.
Устройство вводит коррекцию не только на изменение р и Т,
но также и на изменение 8. Структурная схема устройства [025]
показана на рис. 110. Сигналы от измерительных преобразова-
телей поступают во входной преобразователь В, откуда в виде
напряжений 0—5 В подаются на входы времяимпульсных пре-
образователей BPii—ВИ6. На вторые входы этих преобразова-
телей поступают импульсы от генератора Г, изменяющиеся по
экспоненциальному закону. Сравнение тех и других напряже-
ний осуществляет нуль-орган ВИ3, и при их равенстве преобразо-
ватели В Hi—ВИ.3 вырабатывают прямоугольные импульсы, дли-
Рис ПО. Схема аналогового вычисли-
тельного устройства А343
тельность которых пропор-
циональна логарифму входных
сигналов. Эти импульсы напря-
жения подаются на весовые
резисторы R1, ..., R5, преобра-
зующие их в токи, средние зна-
чения которых пропорциональ-
ны логарифмам входных сиг-
налов. Алгебраическое сложе-
ние логарифмов (с учетом
показателей степеней соответ-
ствующих напряжений) осуще-
ствляет интегрирующий усили-
208
тель потенцирования УП, в цепь обратной связи которого вклю-
чен ВИЛ. Благодаря тому что в обратной связи усилителя имеется
такой же логарифмический преобразователь ВИ, что и в прямых
каналах, выполняется и обратное преобразование — потенциро-
вание полученной суммы. В момент равновесия, когда сумма
логарифмов входных и выходного сигналов равна нулю, напряже-
ние на выходе усилителя (0—10В) соответствует решаемой формуле.
Питание всего устройства от источника ИП. Погрешность
вычислительных устройств А343 при изменении входных и выход-
ных сигналов в диапазоне 10—100 % от их максимальных значе-
ний не превышает ±1,5 % для серийно выпускаемых А343 и не
более ±0,5 % — при индивидуальной подгонке.
В дальнейшем в НПО «Буревестник» было разработано [2, 19 ]
микропроцессорное вычислительное устройство А351-11, предна-
значенное для измерения и контроля расхода трех газов: азота,
кислорода и природного газа при конверторном способе произ-
водства стали. Для устройства характерно магистрально-модуль-
ное построение отдельных элементов. На вход устройства пода-
ются сигналы постоянного тока или напряжения, пропорцио-
нальные перепаду давления Др и давлению plt а также сигнал
температуры от термопреобразователя (всего девять сигналов).
В случае токовых входных сигналов последние преобразуются на
входных катушках в сигналы напряжения. Затем аналоговые
сигналы напряжения преобразуются в частотные, которые посту-
пают в операционный микропроцессор ОМ; в состав микропро-
цессора входят четыре комплекта БИС, КР572, ИК1, а также
совокупность модулей запоминающих устройств: оперативного
ОЗУ и постоянного ПЗУ. Операционный микропроцессор ОМ —
ядро всего устройства, выполняющее все логические и вычисли-
тельные операции, которые необходимы для реализации заданных
алгоритмов. Вычисление расхода каждого из трех газов осу-
ществляется с коррекцией на рх и 7\ и с учетом изменения попра-
вочного множителя е. Устройство А351-11 имеет на выходе три
цифровых табло, указывающих расходы газов, и цифроаналого-
вый преобразователь, вырабатывающий выходные сигналы ilt
i2 и i3, пропорциональные скорректированным расходам газа.
Кроме того, предусмотрено формирование двухпозиционного сиг-
нала для сигнализации и позиционного регулирования. Погреш-
ность измерения, вносимая устройством АС51-11 при вычислении
скорректированного расхода, не превышает ±0,25 %.
В Львовском политехническом институте была выполнена
работа [4], в результате которой было создано аналоговое мало-
габаритное вычислительное устройство В К-2 для измерения рас-
хода и количества газа. Устройство осуществляет коррекцию
на изменение давления plt температуры 77 и поправочного мно-
жителя е (в зависимости от отношения bp/pi) в соответствии
с уравнением
Qm = Ml ~ Mp/Pi) (APPi/Tx)1'2,
209
где и &2 — постоянные коэффициенты. Устройство рассчитано
на прием входных сигналов постоянного тока в диапазоне 0—
5 мА при входных сопротивлениях 2 кОм. Вычислительный блок
содержит множительно-делительный узел и узел извлечения
квадратного корня. Процессор работает по методу «логарифм—
антилогарифм». Устройство вырабатывает постоянное напря-
жение (0—10 В), пропорциональное расходу газа (при RH
2 кОм), и формирует импульсы напряжения амплитудой 24 В
и длительностью 20 мс, число которых пропорционально коли-
честву газа. В устройстве имеются стрелочный прибор, показы-
вающий расход и шестиразрядный электромеханический счетчик
для измерения количества газа. При отсутствии входных сигналов
и превышении максимального расхода газа срабатывает световая
сигнализация. Предусмотрен выход к автоматизированным систе-
мам сбора и обработки информации. Основная приведенная по-
грешность устройства ±0,3 %. Потребляемая мощность 5 В-А.
Габаритные размеры 80x 160x360 мм.
Наряду с рассмотренными электрическими вычислительными
устройствами имеются и схемы, основанные на применении пнев-
матических вычислительных блоков, которые работают также по
методу «логарифм—антилогарифм» [16]. Их точность обычно
меньше точности электрических устройств.
13.4. Применение ЭВМ в области
измерения расходов
ЭВМ находят все более широкое применение в об-
ласти измерения расходов: при расчете сужающих устройств, при
централизованном контроле большого числа точек измерения
и при внесении коррекции на изменение плотности и значений
множителя в, а также коэффициента расхода а.
На рис. 111 показана структурная схема устройства [9] для
измерения и регулирования расхода с помощью цифровой ЭВМ,
получающей сигналы (аналоговые) от преобразователей перепада
давления Др, давления pt и температуры измеряемого веще-
ства. На схеме обозначено через: 1 — цифровой указывающий
прибор; 2 — коммутатор; 3 — аналого-цифровой преобразователь;
4 — пульт ручного управления и сигнализации превышения;
5 — управляюще-регулирующее устройство; 6 — исполнительный
механизм; 7 — цифровая ЭВМ; 8 — набор программ и постоян-
ных данных; 9 — расчетные программы для определения свойств
вещества (р, v, х), коэффициентов а и е, массового расхода QM
и погрешностей; 10 — набор постоянных величин и поправочных
множителей; 11 — набор инструкций; 12 — программы для упра-
вления расходом.
Преобразователи Др, pt и 7\ вырабатывают унифицирован-
ные электрические сигналы, поступающие на коммутатор, кото-
рый последовательно через определенный период передает их
210
к устройству, преобразующему эти
сигналы в цифровую форму; послед-
ние подаются в цифровую ЭВМ.
Цифровая ЭВМ подсчитывает теку-
щее значение массового расхода QM
в соответствии с текущими значе-
ниями Ар, Л и 7\ и программой,
имеющейся в машине. Полученные
значения QM, а прн необходимости
и значения Ар, pt и 7\ печатаются
автоматической пишущей машинкой.
Если ЭВМ не только информацион-
ная, но и управляющая, то ее
Рис. 111. Структурная схема
устройства для измерения и ре-
гулирования расхода с помощью
ЭВМ
выходной сигнал поступает к устройству, регулирующему расход
измеряемого вещества.
Значение ЭВМ весьма существенно не только для повышения
точности измерения расхода, но и для облегчения эксплуатации
приборов и сокращения обслуживающего ее персонала. При вы-
числении расхода можно вводить поправки не только на изме-
нение давления и температуры, но также и на изменение множи-
теля я, коэффициента расхода а и коэффициента сжимаемости
газа k. Одновременно отпадет необходимость в применении само-
пишущих приборов, заправке чернил, смене и обработке их
диаграмм.
В области измерения расходов необходимы как большие ЭВМ,
предназначенные для централизованного контроля многих точек
измерения, так и индивидуальные мини-ЭВМ.
Имеется обширная литература [11, 12, 19, 20], посвященная
данному применению ЭВМ. В ней рассматривается выбор оп-
тимальной частоты сбора информации при периодическом подклю-
чении первичных преобразователей, допустимая погрешность
дискретизации при представлении информации в цифровой форме,
ожидаемая точность измерения расхода и многие другие вопросы.
13.5. Математическое обеспечение
работы ЭВМ
Для возможности применения ЭВМ при расчете
сужающих устройств (а частично и при вычислении расхода)
необходимы уравнения, дающие зависимость коэффициента рас-
хода а, поправочного множителя е, коэффициента теплового
расширения kt сужающего устройства и трубопровода, плотности
измеряемого вещества и коэффициента вязкости (динамического р
или кинематического v) от влияющих на них величин.
Коэффициенты расхода а любого сужающего устройства прежде
всего зависят от относительной его площади т и от числа Рей-
нольдса Re. Кроме того, они зависят от относительной шерохова-
тости трубы, а для диафрагм еще и от степени остроты ее входной
211
кромки. Но в тех областях, в которых применяется каждая разно-
видность сужающего устройства, зависимость а от Re очень
слабая. В связи с этим ранее (правила 28-64) при ручных расче-
тах для простоты исходный коэффициент расхода аи у стандарт-
ных сужающих устройств, установленных на гладких трубах,
полагали зависящим только от т.
Но для расчета на вычислительных машинах был составлен
ряд формул: Фишера—Хеймана (1967 г.), Вилька (1970 г.), Ашен-
бреннера (1974 г.), VDI (1971 г.) и других, в которых учитывалась
зависимость а не только от т, но и от Re. Эти формулы и оценка
их точности приведены в работе [9]. В международном стандарте
ИСО 5167 и правилах РД 50-213-80 приняты формулы Штольца
для определения зависимости исходных коэффициентов истече-
ния С и расхода а от т и Re [см. уравнения (34), (35) и (36)].
В правилах же РД 50-213-80, кроме того, даны и формулы для
определения поправочных множителей на шероховатость трубы &ш,
а для диафрагмы еще и на притупление входной кромки k„.
Для труб Вентури коэффициент расхода w определяется урав-
нением а = С/(1 — т2)1/2, где С = 0,995; 0,984 и 0,985 для обра-
ботанного, литого и сварного входного конуса соответственно.
Весьма просты формулы для определения коэффициента рас-
хода а, которые приводятся в РД 50-411-83, для специальных
сужающих устройств: износоустойчивой диафрагмы со снятой
фаской, сегментной диафрагмы и диафрагм и сопел для малых
чисел Re.
Для износоустойчивых диафрагм со снятой фаской коэффици-
ент расхода согласно РД 50-411-83 есть произведение поправоч-
ного коэффициента kn, определяемого по формулам (37) и (38),
и исходного коэффициента аи, определяемого в зависимости лишь
от т по формулам, которые приведены в гл. 1.
Формулы для нахождения коэффициентов расхода а для
сужающих устройств, предназначенных для малых чисел Re,
приведены в гл. 3, а для сегментных диафрагм и диафрагм в тру-
бах малого диаметра — в гл. 4.
Поправочный множитель е (коэффициент расширения газа
или пара) для диафрагм с угловым и фланцевым отбором опре-
деляется по формуле (41), а для сопел, сопел Вентури и труб Вен-
тури по формуле (40) или по более простой формуле, предложен-
ной в работе [20],
в = 1 — (Др/р х) (0,75 + 1,2m2) (1—0,1 Др/р),
в которой х для пара можно определить из выражения х =
= 1,394 — 0.0015Т — 0,0007р, где р (МПа).
Значение показателя изоэнтропии (адиабаты) х, входящего
во все формулы для определения множителя в, для газа зависит
от его состава, давления и температуры.
Для природных газов имеется [23 ] достаточно точная (погреш-
ность 1,50 %) и простая формула, которая справедлива
212
для давлений до 8 МПа и температур Т = 2484-348 К [17],
х = ххСн.+ (1 — X) xN> — 0,315г/,
где х — содержание метана СН4 в газе и приведенных к метану СО2
и H2S; у — содержайие этана в газе; хсн4 — показатель изоэн-
тропии (адиабаты) метана; xN1 — показатель изоэнтропии (адиа-
баты) азота и приведенных к азоту концентраций СО и О2;
хсн4 = 1,4237 — 0,00039Т + 384 (р/Т)2-23;
xN, = 1,4401 — 0,000125Т +24,6 (р/Т)1-43.
В работе [20] предложена еще более простая формула для
природных газов, справедливая для давлений до 1,4 МПа,
х = 1,32 — 0,0002 (/ + 25).
Если содержание метана в газе неизвестно, то для давлений
от 0,1 до 1,6 МПа и температур от —25 до +25 °C показатель
изоэнтропии природного газа х можно вычислить по упрощенной
формуле х = 1,005хСн4.
Плотность жидкостей можно определять из уравнения
р"1 =рс~1[1 +Р(Т- Тс)],
где р — плотность при температуре Т; рс— плотность при сред-
ней температуре измерения Тс; Р—коэффициент объемного
расширения жидкости.
Коэффициент Р для воды в большинстве случаев можно опре-
делять по уравнению
Р = рс + Ех (Т — 273,15) + Л (Т — 273,15)2,
где значения Ег и берутся из таблиц, приведенных в работе [6].
Для определения плотности воды р в диапазоне температур t
от 0 до 150 °C предложена [18] формула
р"1 = 0,9992 [1 + 0,0001/ + 3,35-Ю-6/2] 10"3.
Погрешность формулы около 0,1 %.
Наиболее точное, но достаточно сложное уравнение для опре-
деления плотности перегретого водяного пара разработано в
Московском энергетическом институте [5]. Значительно проще
следующее приближенное уравнение [025] для определения
плотности р водяного перегретого пара в зависимости от его
давления р (МПа) и температуры t (°C):
р ~ 10,\р (0,9/— ПО)/[(0,9/— ПО) (0,00474/ +
+ 1,283) — 10,2р].
Погрешность этого уравнения около 0,5 % для котлов с пара-
метрами 13,5 МПа и 565 °C и около 0,7 % для котлов с параме-
трами 23,5 МПа и 565 °C при изменении р и / в широких диа-
пазонах.
213
Плотность газа может быть определена по формуле р =
= p/RTk, где R — постоянная газа; k — коэффициент сжимаемо-
сти газа, или же по уравнениям (20) или (21). Входящую в послед-
ние уравнения плотность газа рн при нормальных условиях
в случае изменения плотности природного газа предложено [18]
вычислять по выражению
рн = 0,6681* + 1,1889 (1 — х) « 1,19 — 0,52х,
где х — доля метана в газе.
Для определения плотности газовых смесей используется
формула
N
n Р V
р ~ 847,837 Л ’
1=1
где р, (кг/кмоль) — молекулярная масса; rt и kt — объемная доля
и коэффициент сжимаемости каждого газа, входящего в смесь.
Во все уравнения для определения плотности газа и газовых
смесей входит коэффициент сжимаемости k>
Для нахождения k предложено много зависимостей. В боль-
шинстве случаев наиболее точные результаты дает сложное урав-
нение Бенедикта—Вебба—Рубина [9].
Для газов, имеющих рном в пределах от 0,55 до 0,90 кг/м®,
коэффициент сжимаемости k можно (в зависимости от приведен-
ного давления рпр и приведенной температуры Тпр) определять
по формуле
k = [1 + 1,32-10_3/(0,71892Тпр)3’25]0,6717рпр/[В1/Ва— Ва - Qa/3J.
Значения величин Вг, В2 и Qa даны в РД 50-213-80.
Значительно более простая формула для определения k, допу-
скающая применение микроЭВМ, и в то же время не менее точная
имеет вид
k = (Л^ + А2У + А3.
Значения величин А1( Д2, А3, приведены в работе [14] в за-
висимости от псевдоприведенных температуры и давления.
Для природных газов, состав которых в основном определяется
содержанием метана и азота, имеется [9] следующее простое
уравнение для определения коэффициента сжимаемости:
k = 1 — (0,0074791 + 0,5548358г) Юр/Т,
где г — молекулярная доля метана в смеси; р (МПа) — давление;
Т (К) — температура.
Погрешность определения k не более 1 % при доле метана
от 0,5 до 0,8.
Кроме того, для коэффициента сжимаемости природного газа
предложено [18] уравнение
k - 1 — 1,6хр/(Т — 200),
где х — доля метана в газе.
214
Эта формула для давлений от 0,1 до 1,2 МПа и температур от
—25 до +25 °C имеет погрешность ±0,2 %.
Значительно более сложная формула для определения коэф-
фициента сжимаемости k в зависимости от процентного содержа-
ния в газе СО2 и N2 дана в работе [24] Уравнения для опреде-
ления динамической вязкости воды и водяного пара приведены
в работах [3, 9], а для газа и их смесей в РД 50-213-80.
Разработано много программ для расчета как стандартных,
так и специальных сужающих устройств на ЭВМ. Сошлемся на
программы, разработанные в республиканском вычислительном
центре [8, 15] и во Львовском политехническом институте [13,
14].
Глава 14 РАСХОДОМЕРЫ ПЕРЕМЕННОГО УРОВНЯ
14.1. Общая характеристика
Расходомерами переменного уровня называются при-
боры, основанные на зависимости между расходом и высотой
уровня в сосуде, в который жидкость непрерывно поступает и из
которого она вытекает через отверстие в дне или в боковой стенке.
Преобразователь расхода в этих расходомерах — сосуд с отвер-
стием истечения Уровень в нем измеряется непосредственно или
косвенным путем. Они применяются не только для измерения
расхода жидкостей, вытекающих из трубопровода в открытые
емкости, но и в емкости, находящиеся под давлением. В первом
случае преобразователь расхода — открытый, во втором — за-
крытый.
Расходомеры могут быть с полностью или с частично затоплен-
ным отверстием истечения. У первых это отверстие делается
круглым и располагается в дне или иногда внизу боковой стенки
сосуда. Эта разновидность может рассматриваться как частный
случай расходомеров переменного перепада давления. У вто-
рых же, работающих по принципу водослива, отверстие истече-
ния расположено в боковой стенке и имеет щелевую форму. Их
обычно называют щелевыми расходомерами. У большинства
расходомеров переменного уровня сосуд с отверстием истечения
неподвижный, но он может быть и подвижным. В последнем
случае измеряется вес сосуда, поскольку последний связан с вы-
сотой уровня, а значит, и с расходом жидкости.
Рассматриваемые расходомеры применяются преимущественно
там, где применение расходомеров с сужающими устройствами
затруднено по тем или другим причинам. Они служат для изме-
рения расхода: агрессивных жидкостей, серы [5], сточных вод
и загрязненных жидкостей, различных пульп, суспензий [12]
215
и газожидкостных, в частности нефтегазовых смесей [1, 2]. Ряд
работ посвящен исследованию их коэффициентов расхода, глав-
ным образом, для щелевых расходомеров [5, 13, 19], а также
методике их расчета [3, 7]. Имеются две монографии по этим
приборам [1, 5].
14.2. Расходомеры с затопленным
отверстием истечения
Затопленное отверстие истечения — круглое, обычно
диафрагма. Выполнен ряд работ [14, 15, 17, 18] по исследованию
диафрагм, установленных в дне или боковой стенке сосуда. Кроме
того, имеется исследование [16] сопел четверть круга, установлен-
ных в дне сосуда. Стандартные же сопла не применяются в каче-
стве отверстий истечения. У них возможен отрыв струи от стенки
вследствие малых чисел Re^ и действия сил тяжести, нарушающих
постоянство коэффициента расхода а.
Схема расходомера с диафрагмой 5, установленной в дне
сосуда 4, изображена на рис. 112. Для устранения влияния дина-
мического давления жидкости, поступающей в сосуд по трубе 2,
на характер истечения ее из диафрагмы служат перегородки 3.
Сосуд снабжен уровнемерной трубкой 1 со шкалой. Толщина s
цилиндрической части диафрагмы в работе [18] равнялась 0,5 мм,
а в работе [14] была в пределах от 0,5 до 0,8 мм (в зависимости
от диаметра отверстия d). При этом отношение s/d находилось
в пределах 0,094—0,173. Входные кромки у всех диафрагм имели
угол 90° и остроту такую же, как и у стандартных диафрагм.
Головки крепежных болтов утоплены в днище сосуда, а торцевая
плоскость диафрагмы совпадает с плоскостью днища. Чтобы бли-
жайшая боковая стенка не влияла на направление струй, прите-
Рис. 112. Схема расходомера пере-
менного уровня

кающих к диафрагме, расстояние
от оси последней до боковой стен-
ки должно быть не менее 3d.
Перепад давления на диа-
фрагме Др = hgp, где р и h —
плотность и высота уровня жид-
кости в сосуде. Подставляя это
значение Др в уравнение Qo =
= aFol/2 Др/р, получим уравне-
ние измерения для расходомера
с сужающим устройством в дне
сосуда ____
Qo = »F0 /2gft. (82)
Отсюда следует, что объемный
расход не зависит от плотности
жидкости и целиком определяется
высотой h. Зависимость Qo от h
216
квадратичная. Это же уравнение
справедливо и для диафрагмы,
установленной в боковой стенке,
принимая за h высоту уровня
жидкости от оси отверстия диа-
фрагмы.
У сужающих устройств в дне
или боковой стенке коэффи-
циент скорости входа Е = 1.
В связи с этим у них коэффициент
расхода а совпадает с коэффи-
циентом истечения С. А исходное
значение а = С у диафрагм,
установленных в дне или бсйсовой
стенке, равно 0,598, что соответ-
Рис. 113. Схема действия сил по-
верхностного натяжения в вытекаю-
щей струе:
1 — растягивающие силы в сечениях,
проходящих через ось струи, 2 —
сжимающие силы в сечениях, перпенди-
кулярных к оси струн, 3 — резуль-
тирующие силы
ствует значению а у стандартных
диафрагм, имеющих т < 0,05. Но это значение справедливо,
если h 800 мм, Red 105 и 100 мм. При малых d надо
вносить поправку на притупление входной кромки. При Red < 106
надо вносить поправку на уменьшение дополнительного сужения
струи. Обе поправки увеличивают коэффициенты а и С. При
малых h изменяется расположение линий тока при входе в диа-
фрагму и усиливается влияние сил поверхностного натяжения
в струе, вытекающей из диафрагмы, что также приводит к возра-
станию а и С. На рис. 113 показана схема действия этих сил.
Силы 1, действующие в сечениях, которые проходят через ось
струи, и стремящиеся увеличить ее поперечное сечение, больше
сжимающих сил 2, действующих в сечениях, перпендикулярных
к оси струи. В результате сечение струи и коэффициенты а и С
возрастают. Особенно велики силы 1 вблизи входной кромки
диафрагмы, где мал радиус кривизны поверхности струи. Для
диафрагм, установленных в дне сосуда поправочный множитель k
к коэффициентам а и С, учитывающий влияние сил поверхност-
ного натяжения, можно в зависимости от критерия Вебера We =
= dv*pl<3, где о и р — поверхностное натяжение и плотность
жидкости соответственно, d — диаметр диафрагмы, v — скорость
истечения, определять согласно работе [15] по уравнению
k = 1 + 8/We.
Так как v = /2gh, где h — высота уровня жидкости, то для
множителя k можно использовать второе выражение
k = 1 + ^algpha.
Чем меньше Л, тем больше k. Применять h < (1004-150) мм
не следует, во избежание образования воронки над отверстием
истечения, через которую может подсасываться воздух. Это
существенно ограничивает диапазон измерения расхода. Для
217
Рис. 114. Зависимость коэффициента расхода а для диафрагмы, установленной
в дне сосуда, от числа Red и высоты уровня жидкости h:
1 — h — 206 мм, 2 — h я= 430 мм, 3 — h = 780 мм
получения его равным трем надо иметь высоту сосуда не менее
1000—1500 мм.
На основании опытов [17, 181, проведенных с диафрагмами,
которые были установлены в дне сосуда, на рис. 114 показана
зависимость коэффициента а от числа Red при h = 206, 430
и 780 мм, а на рис. 115 — зависимость а от d при h от 63 до 2000 мм.
Из этих рисунков следует, что а возрастает с уменьшением Red,
h и d.
Ганзен вывел [14] форму обобщенного критерия, включаю-
щего число Re, число We и отношение d/h, от которого однозначно
с хорошей точностью зависит коэффициент расхода а для диа-
фрагм, установленных в дне сосуда. Этот критерий — Rei/2We (1 +
+ d/h). Из рис. 116, а, на котором приведена зависимость а
от RedWe (1 + d/h) следует, что результаты всех ранее проведен-
ных экспериментов хорошо соответствуют одной теоретической
кривой. Для сравнения на рис. 116,6 нанесены те же экспери-
ментальные точки, но в зависимости лишь от числа Red. Вместо
одной получены четыре кривые в зависимости от d и температуры
воды.
Для диафрагм, установленных в боковой стенке, в качестве
обобщенного критерия Ганзен рекомендует [141 несколько дру-
Рис. 115. Зависимость коэффи-
циента расхода а от диаметра
отверстия диафрагмы d при раз-
личных высотах уровня жидко-
сти Л:
гой вид обобщенного критерия,
а именно Rei/2We (1 + d/h.)*, в ко-
тором усилена роль отношения d/h.
Причина заключается в нарушении
симметрии линий тока (как при
входе, так и при выходе из диа-
фрагмы) вследствие влияния сил
тяжести. Это нарушение возрастет
с увеличением отношения d/h. Как
показали опыты, а у диафрагмы,
установленной в боковой стенке, на
0,1—0,4 % (в среднем на 0,2 %)
меньше, чем у диафрагмы в дне со-
1 — А 63 мм; 2 — А = 220 мм;
3 — А «= 420 мм, 4 — А — 820 мм;
S — А = 2000 мм
суда.
Помимо диафрагм были ис-
следованы [16] сопла четверть
218
Рис. 116. Зависимость коэффициента расхода а: а — от обобщенного
критерия Rey2We (1 + d/h); б — от числа Rerf
круга диаметром 20 мм и радиусом закругления г = 7 мм, уста-
новленные в дне сосуда. При числах Red = Ю2; 103; 104 и 5 -104 —
1 • 105 получены значения а = 0,73; 0,82; 0,86 и 0,89 соответ-
ственно. Изменение высоты h в пределах от 660 до 1200 мм мало
влияло на а. Увеличение поверхностного натяжения не увели-
чивало, а уменьшало а, так как у сопла имеются только силы,
сжимающие вытекающую струю.
14.3. Щелевые расходомеры с неподвижным
сосудом
Разновидности отверстий истечения. Для измере-
ния расхода воды в открытых каналах давно и широко приме-
няются водосливы. Щелевой расходомер — миниатюрный водо-
слив в стенке сосуда, в который непрерывно подается жидкость.
Расход определяется по высоте уровня жидкости над нижней
кромкой отверстия истечения. От формы этого отверстия зависит
характер шкалы прибора. На рис. 117 изображено отверстие
истечения произвольной формы. Объемный расход dQ0 через
элементарную площадку отверстия шириной х и высотой dy,
находящуюся на высоте у от нижней кромки, находим из уравне-
ния dQ0 = ах dy [2g (h — у) ]°>5, где а — коэффициент расхода.
Отсюда следует уравнение для полного расхода Qo через отвер-
стие истечения
л
<?0 = lz2£ J ах h — у dy. (83)
о
219
Рис 117 Отверстие исте- Рис 118 Отверстия истечения заданной формы
чения щелевого расходе- а — прямоугольное; б — трапецеидальное; в —
мера со стенками четверть круга
Простейшим будет отверстие прямоугольной формы (рис. 118, а)
шириною Ь. Подставляя в уравнение (83) х = Ь, интегрируя его
и считая а постоянным, получим
Q0 = (2/3)ab/2i/i3/2. (84)
Шкала у такого прибора неравномерная, сужающаяся по на-
правлению ОТ О К Qmax', В ЭТОМ вГО НвДОСТаТОК.
Более равномерная шкала у отверстия, имеющего форму сим-
метричной трапеции, которая расширяется книзу (рис. 118, б).
Уравнение расхода для этого отверстия
Qo = (2/15) а yf2gh3'2 (5b - 4h tg 0/2).
При угле p = 50° достигается хорошая пропорциональность
между Qo и h в пределах десятикратного диапазона измерения
расхода.
Еще лучшая пропорциональность (практически линейная
шкала в пределах от 10 до 100 %) получается при отверстии,
изображенном на рис. 118, в. Каждая из боковых стенок этого
отверстия образована четвертой частью окружности, имеющей
Диаметр d. Уравнение расхода для этого отверстия имеет вид
Qo - а [(2/3) b VTgh3'2 - Xd5/2l
Значения коэффициента х в зависимости от отношения h/d
приведены ниже
h/d . . . . . 0 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300
х. . . . . . . о 0,0266 0,1075 0,238 0,416 0,643 0,912
h/d . . . . . 0,350 0,400 0,450 0,500 0,550 0,600 0,650
х. . . . . . . 1,222 1,571 1,956 2,373 2,820 3,294 3,790
h/d . . . . . 0,700 0,750 0,800 0,828 0,850 0,900 0,950 1,000
х. . . . . . . 4,305 4,834 5,371 5,676 5,931 6,450 6,970 7,470
Ширина любого отверстия в верхней части должна быть не
менее 5 мм.
220
Теперь определим форму отверстия истечения для получения
линейной шкалы, т. е., задаваясь зависимостью
Qo = kh,
где k = Qmux/hram — постоянный коэффициент.
Подставляя это значение Qo в уравнение (83), получим вы-
ражение
| ах h — ydy = kh/y''2g,
о
являющееся частным случаем уравнения Абеля. Его решение дает
искомую зависимость между х и у в виде
х = с/7> (85)
где с — у^2 k/ал g и, следовательно, k = алс у^gly^2.
Подставляя это значение k в уравнение расхода Qo — kh,
получим
Qo = асл y^ghly^. (86)
Профиль отверстия, построенный по уравнению (85), близок
к профилю, изображенному на рис. 118, в, ио осуществить его
при малых значениях у нельзя, потому что по мере приближения у
к нулю ширина отверстия х стремится к бесконечности. В связи
с этим небольшую нижнюю часть отверстия делают прямоуголь-
ной формы. Несколько разновидностей таких отверстий истече-
ния показаны на рис. 119. Прежде всего было предложено отвер-
стие, изображенное на рис. 119, а, получившее название профиля
Сутро. В нем отсечены нижние концы криволинейной части и
снизу добавлена заштрихованная прямоугольная площадь, заме-
няющая отсеченную часть. Уравнение измерения имеет вид [10]
Qo = ab у/2ga h,
где а и b — высота и ширина прямоугольной части соответственно;
h — высота уровня жидкости от плоскости отсчета, которая
согласно [19] находится на расстоянии е = а/3 от нижней кромки
отверстия.
Подставляя в это уравнение Qraax и ham вместо Q и Л, опре-
деляем а при выбранном значении Ь. Зависимость ширины х
от высоты у криволинейной части профиля согласно [11, 13, 19]
определяется уравнением
х = b (1 — 2 arctg hl а/л).
Предложены [8] и другие уравнения для определения
профиля криволинейной части.
Иногда для упрощения изготовления применяется несимме-
тричный профиль Сутро (рис. 119,6) с одной криволинейной
кромкой. Кроме того, находят применение отверстия истечения,
221
Рис 119, Отверстия истечения, обеспечивающие пропорцио-
нальность между Qo и Л (за исключением начальной части шкалы)
показанные на рис. 119, в и г, у которых взамен отсеченной ниж-
ней части добавлены заштрихованные площадки не вниз, а вбок
(рис. 119, в) или вверх (рис. 119, г).
Применение отверстий, показанных на рис. 119, с нижней пря-
моугольной частью, вместо отверстия по теоретическому уравне-
нию (85), приводит к появлению погрешности измерения расхода
= (Qp — Qt)/Qo. где Qp — расход жидкости через прямо-
угольную часть реальной щели; QT — расход жидкости через
нижнюю часть щели высотою а0 с идеальным профилем. На
рис. 120 приведены, взятые из работы [1], кривые зависимости
погрешности 6Q от высоты уровня жидкости Л и от отношения
а0/ап высот прямоугольной части профиля Сутро (см. рис. 119, а
и б). Наивыгоднейшие значения Оо/Оц находятся в пределах от
1 до 1,05, т. е. при ап = (1-5-0,95) а0. Так, при ап = 0,95оо по-
грешность не превышает ±0,5 % в пределах от 5 до 100 %
Qmax, а в верхней части шкалы — уменьшается до ±0,3 %.
Из работы [1] следует, что для профиля на рис. 119, в наивыгод-
нейшее отношение Ь/4ЬД = 0,95; это соответствует Ьл = 0,263b
и bi = 1,526b. При этом погрешность 6Q не превосходит ±0,7 %
в пределах шкалы от 3 до 100 % Qmax, но высота нижней прямо-
угольной части а = а0 оказывается в два раза меньше, чем у
профиля Сутро. У профиля на рис. 119, г оптимальное отношение
Од/Од = 0,3 или Од = 3,3оо. При этом погрешность 6q не превы-
шает ±1,5 % в пределах шкалы от 10 до 100 % Qinax. Таким обра-
зом, профили на рис. 119, а — в примерно равноценны в части
222
погрешности 6Q, а профиль на
рис 119, г в этом отношении хуже.
Профиль Сутро имеет меньшую
ширину b и большую высоту а
прямоугольной части, чем про-
филь на рис. 121, в. Это делает его
более компактным и уменьшает
возможность засорения. Иметь
высоту а < 2 мм не рекомен-
дуется, а при измерении расхода
сырой нефти, содержащей куско-
вый парафин, эта высота должна
быть не менее 15 мм. Но при уве-
личении отсекаемых частей про-
филя а0 и b возрастает погреш-
ность 6Q, а также высота отверстия
истечения. При малых расходах
полезно осуществлять уменьше-
ние а0 (в допустимых пределах)
и соответствующее увеличение Ь,
Рис. 120 Зависимость погрешности
измерения расхода 6q от высоты
уровня жидкости Л/Лтах и от отно-
шения а0/ап в профиле Сутро
1 ~ ао/ап = 10- 2 ~ а0/ап = 2- 3~
ао/ап = 1>05' 4 ~ ао/ап = 1’ 5 ~
ао/аа = °'8
но при больших расходах надо увеличивать а0, чтобы предотвра-
тить слишком большое увеличение Ь. При определении площади
присоединяемой части нередко исходят из равенства присоеди-
няемой и отсекаемой площадей, но логичнее исходить из
равенства расходов через них [6] при средней высоте уро-
вня h.
Допуски на изготовление отверстий истечения, показанных на
рис. 119, должны быть жесткими. Так, допуск на ширину х щели
должен быть ие более ± (0,014-0,05) мм. Материал щели должен
быть антикоррозийным и твердым. Рекомендуется листовая не-
ржавеющая сталь с высокой чистотой обработки.
Коэффициенты расхода отверстий истечения. При выводе всех
предыдущих уравнений коэффициент расхода а предполагался
постоянным. На самом деле он зависит от ширины отверстия
истечения, его профиля, степени стесненности жидкости при ее
подходе к отверстию, высоты уровня жидкости, ее вязкости и
состояния входной кромки. Особенно значительна зависимость а
от ширины щели. Чем меньше эта ширина, тем больше а. Так,
в профиле Сутро (см. рис. 119, а) при высоте нижней прямоуголь-
ной части а = 6,1 мм и уменьшении ее ширины b от 150—180 мм
до 40 мм коэффициент а возрастал от 0,58—0,61 до 0,68—0,70
[19], а у прямоугольного отверстия (см. рис. 118, а) при умень-
шении ширины b от 16 до 3 мм, коэффициент а возрастал [4, 12]
от 0,64 до 0,75. Увеличение степени стесненности потока и вяз-
кости также приводит к возрастанию а. При больших значениях
высоты уровня h коэффициент а в большинстве случаев сохра-
няется почти неизменным. С уменьшением же h иногда наблю-
дается понижение коэффициента а, сменяющееся в дальнейшем
223
его повышением. При очень малых h коэффициент а, как правило,
больше, чем при больших h.
Для ориентировочных оценок значения коэффициента расхода а
у щелевых расходомеров предложена [4] кривая (рис. 121) зави-
симости а от числа Re. При определении Re за характерный
размер принят гидравлический радиус — отношение площади
живого сечеиня потока к смоченному периметру отверстия исте-
чения. Но средняя квадратическая погрешность определения а
по этой кривой достигает 3,5—4,5 %. Таким образом, для обеспе-
чения точного измерения расхода надо определять а эксперимен-
тально. Точность такого определения будет зависеть от точности
образцовых средств для измерения расхода жидкости и достаточ-
ного числа опытов.
Устройства расходомеров. Измерение уровня h как в щелевых,
так и в других расходомерах переменного уровня можно произ-
водить разными способами. Наиболее простой — визуальный по
шкале у профиля отверстия истечения или у уровнемерного
стекла. Весьма распространен гидростатический метод, при ко-
тором измеряется давление р, создаваемое столбом жидкости
высотою h. Это давление р = gph. У отверстий истечения, обес-
печивающих пропорциональность между объемным расходом Qo
и высотою h, т. е. удовлетворяющих уравнению «Qo — kh, где
k — постоянный множитель, при гидростатическом методе суще-
ствует линейная зависимость между массовым расходом и
давлением р, т. е.
<2м = <ЗоР = khp - kp/g.
Пример устройства щелевого расходомера для измерения
расхода газонасыщенной нефти [1J дан на рис. 122. Нефть по
трубе 1 поступает тангенциально в
где происходит разделение фаз. Жид-
кость опускается в сосуд 4, снаб-
женный успокоительной перегород-
кой 3, и вытекает через щелевое
отверстие 7 в нижнюю часть емко-
сти 6. Газ же в сепарационной ка-
мере поднимается вверх и по трубе 8
переходит в нижнюю часть емкости 6,
Рис. 121. Зависимость коэффициента рас-
хода а от числа Re для щелевых расходоме-
ров
сепарационную камеру 2,
Рис. 122. Схема щелевого рас-
ходомера для измерения расхода
нефти
224
где вновь смешивается с нефтью и вместе с ней уходит по
трубе 5. Измерение уровня в сосуде 4 можно выполнять раз-
личными способами. При гидростатическом методе один конец
дифманометра присоединяется к нижней, а другой — к верхней
части сосуда 4.
Харьковское ОКБА НПО «Химавтоматика» изготовляет пре-
образователи расхода типа ПРЩ с профилированной щелью,
обеспечивающей пропорциональность между Qo и h. Дифмано-
метр с пневматическим выходным сигналом 20—100 кПа изме-
ряет давление воздуха в пьезометрической трубке, равное гидро-
статическому давлению столба жидкости высотою h. Расход
продуваемого воздуха не более 0,8 л/мин. Изготовляются три
типоразмера ПРЩ: на расходы 1,0—1,6 т/ч при Артах = 0,644-
4-0,7 кПа, на расходы 2,5—6,3 т/ч при Аршах — 1,14-1,6 кПа
и на расходы 10—30 т/ч при Аршах — 2,14-2,2 кПа. Класс точ-
ности первых двух 4, последнего 2,5. Расходомеры пригодны для
некристаллизующихся агрессивных жидкостей, имеющих плот-
ность от 970 до 1800 кг/м3, вязкость не более 0,01 Па-с и темпе-
ратуру до 70 °C.
Погрешность измерения. Исходя из уравнения (86), получим
уравнение средней квадратической погрешности щелевого
расходомера с отверстием истечения по рис. 119
Qq = 50 I(Ac/c)2 + (Аа/а)2 -f (Ай/й)2 + (Ag/g)2 РЛ
Погрешность Ас постоянной о профиля отверстия истечения
зависит от; отклонения реального профиля от идеального, неточ-
ности изготовления и изменения профиля в процессе эксплуата-
ции. Составляющая Ас/с от первой причины не превышает ±0,5 %
(см. рис. 120). Погрешность от неточности изготовления зависит
от жесткости допусков (особенно на ширину щели х). При х ==
= 10 мм и погрешности Ах = 0,05 мм соответствующая соста-
вляющая Ас/о = 0,5 %.
Вследствие малой скорости входа жидкости износ входной
кромки должен быть незначительным. Более опасно искажение
профиля из-за осаждения на нем посторонних частиц, например,
при измерении расхода парафинистой нефти. В этом случае необ-
ходима периодическая очистка отверстия.
Погрешность Аа/а можно оценить значениями + (14-1,5) %.
Но при экспериментальной градуировке расходомера фактически
будет определяться не а, а произведение ас и, следовательно,
будет влиять общая А ас, а не отдельные погрешности Аа и Ас.
Исходя из класса уровнемера 1—1,5 получим погрешность
Ah/h = (14-1,5) (йтах/й) %• Погрешностью Ag можно пренебречь.
В результате при тщательной градуировке и учете изменения
произведения ас с высотою h общая погрешность измерения не
превзойдет 1 %, но без этого учета она может достичь 1,5—•
2 %.
8 П. П. Кремлевский 225
Для прямоугольного отверстия истечения (рис. 118, а) урав-
нение для погрешности Ор будет иметь вид
Oq = 50 [(Дсс/сс)2 + (АЛ/Л)2 + (3 АЛ/2Л)2 + (Ag72g)2]°>8.
Относительно погрешности Аа/а справедливо все сказанное
ранее. Погрешность же АЛ/Л меньше погрешности Ас/с, так как
у прямоугольного профиля нет разницы между идеальной и
реальной формами отверстия, а изготовление его проще. Влияние
погрешности АЛ здесь несколько больше, чем у профиля Сутро
из-за множителя 3/2.
14.4. Расходомеры переменного уровня
с подвижным сосудом
У щелевых расходомеров с подвижным сосудом,
непрерывно заполняемым жидкостью, измеряется масса камеры,
из которой жидкость вытекает через отверстие в дне или боковой
стенке. При надлежащей форме сосуда можно получить линейную
зависимость между массой жидкости т в сосуде и расходом [1, 2].
На рис. 123 показаны четыре разновидности подвижных
сосудов. Три из них (рис. 123, а—в) имеют щелевые отверстия
истечения в одной из боковых стейок. У одного (рис. 123, г)
круглое отверстие истечения находится в дне. У всех сосудов
две боковые стенки параллельны и расположены на расстоянии Св
друг от друга.
Чтобы обеспечить пропорциональность между массовым рас-
ходом QM и т в сосуде (рис. 123, а) с прямоугольным отверстием,
надо две параллельные боковые стенки выполнить в виде парабо-
лических сегментов, у которых ширина 2хк связана с высотою Л
зависимостью хк = 2pch, где рс — параметр параболы.
Рис, 123. Подвижные сосуды расходоме-
ров переменного уровня
226
Тогда массу жидкости т в сосуде, заполненном до высоты А,
найдем из уравнения
ь
т — р j 2xKCKdh.
о
Из последних двух уравнений получим
т = 4/2^7рСнЛ3/73.
Решая это уравнение совместно с уравнением (84) и учитывая,
что QM = Qop, найдем
QM === akmt
где k = Ь Zg/2CKZp?-
Если отверстие истечения выполнено в соответствии с рис. 119, б
и его ширина 2% связана с высотой согласно уравнению (85)
зависимостью 2х = о y/~h, то сосуд должен иметь постоянную
по высоте площадь F — СВСХ. Тогда т = рйС^ и из уравнения (86)
следует
QM = akm,
где k = яс-/g/f/2 CKCV
На рис. 123, в показан сосуд с отверстием истечения парабо-
лической формы, построенным по уравнению х* = 2р0й, где
р0 — параметр параболы. Подставляя это значение х в уравне-
ние (83) и интегрируя его, получим
Qo = 8а Zip? Л2/3.
Две боковые стенки сосуда имеют форму треугольников,
площадь F которых связана с высотою h зависимостью F =
= tg (Р/2) h\
Очевидно, что масса т и высота й жидкости связаны урав-
нением
т = рСв tg (₽/2) й3.
Решая совместно два последних уравнения, получим
QM = akm,
где k = 8 ZiPo?3 Z2 CK tg (P72).
Если круглое отверстие площадью F находится в дне сосуда
(рис. 123, г), то уравнение расхода имеет вид
Qo = aF / 2gh.
Для получения пропорциональности между QM и т надо, чтобы
объем камеры, а значит, и площадь Fo боковых ее стенок изме-
нялись пропорционально h0-5. Для этого требуется ширину 2хк
8* 227
этих стенок изменять по закону хк = kch-°-5, где kc — величина
постоянная. Тогда массу т найдем из уравнения
&
т — р J СкйсЛ“”°'5 dh = 2рСкйойа-5.
о
Решая его совместно с уравнением расхода, получим
Qm = aktn,
где k = F -/g/V2 kcCR.
Из рассмотренных разновидностей наиболее целесообразны
преобразователи по рис. 123, а и рис. 123, в благодаря простоте
изготовления отверстия истечения у первого и сосуда у второго.
Но у них в нижней части отверстий образуется порог — источник
нелинейности в начале шкалы прибора. Для уменьшения зоны
нелинейности рекомендуется уменьшать ширину b щели у пер-
вого сосуда. У второго же сосуда следует делать дно камеры
в виде параболического сегмента, что исключает образование
порога, а параметр параболы р0 брать меньше 0,5. Недостаток
преобразователя с отверстием истечения в дне (рис. 123, г) —
образование над этим отверстием воронки при малой высоте h.
Надо, чтобы /г 3d, где d—диаметр отверстия истечения, но
при этом уменьшается диапазон измерения. Кроме того, изго-
товление его профильных стенок сложно.
Средняя квадратическая погрешность Oqm расходомера с по-
движным сосудом имеет вид
= 50 [(Аа/а)2 4- (Ай/й)2 + (Am/m)2]0»5.
Сказанное ранее о погрешности Аа остается справедливым
и в этом случае. Погрешность Ай зависит от точности изготовле-
ния измерительного сосуда и при надлежащих допусках может
быть уменьшена до незначительной величины.
Наибольшее значение имеет погрешность Ат измерения массы
жидкости. Она зависит не только от метода измерения и класса
точности измерительного устройства. На нее могут влиять также!
удар струи входящей жидкости,
реакция вытекающей струи, от-
ложения на стенках камеры,
жесткость присоединительных
труб, опоры и т. п. При ра-
циональном вводе жидкости в со-
суд влияние удара струи можно
свести до минимума. Если сосуд
имеет шарнирную опору, то вхо-
дящую струю надо направить на
нее. Влияние отложений можно
Рис. 124. Устройство расходомера
с подвижным измерительным сосу-
дом
учесть, взвешивая пустой сосуд.
В качестве примера на рис. 124
показана схема щелевого расхо-
228
домера g подвижным сосудом. В цилиндрическом корпусе 2
расположены сепарирующая емкость 3 сегментообразной формы
и подвижной измерительный сосуд 4 треугольной формы. Нефть
в смеси с газом по трубе 1 поступает в сепаратор 3, в котором
жидкость течет по широкому основанию, дегазируясь при этом.
Затем через дозирующую щель, расположенную над осью опоры
подвижного сосуда 4, она выливается в сосуд. Из сосуда 4 жид-
кость через отверстие истечения 8 параболической формы выте-
кает в нижнюю часть корпуса 2, где смешивается с газом и уда-
ляется по трубе 9. Вес сосуда 4 воздействует через стержень 5,
имеющий сильфонное уплотнение 6, на тензорезисторный пре-
образователь 7 силоизмерительного устройства.
Глава 15. РАСХОДОМЕРЫ ОБТЕКАНИЯ
15.1. Общая характеристика
Расходомерами обтекания называются приборы, чув-
ствительный элемент которых воспринимает динамическое давле-
ние потока и перемещается под его воздействием, причем величина
перемещения зависит от расхода. У большинства расходомеров
обтекаемое тело (поплавок, диск, поршень) перемещается прямо-
линейно, обычно вдоль своей вертикальной оси. Но имеется группа
приборов, у которых обтекаемое тело (лопасть, диск) поворачи-
вается вокруг оси подвеса. Расходомеры обтекания состоят из
следующих трех групп.
1. Расходомеры постоянного перепада давления, у которых
обтекаемое тело перемещается вертикально, а противодейству-
ющая сила создается весом тела.
2. Расходомеры с изменяющимся перепадом давления, в ко-
торых в большинстве случаев имеется противодействующая пру-
жина и помимо вертикальной может быть и другая траектория
перемещения обтекаемого тела.
3. Расходомеры с поворотной лопастью. Противодействующая
сила в них создается не только весом тела, но во многих случаях
еще и пружиной. Кроме того, имеются компенсационные расходо-
меры с поворотной лопастью, в которых противодействующая сила
создается посторонним источником энергии.
Во всех перечисленных расходомерах между стенками трубы
и подвижным телом остается небольшое проходное сечение.
В связи с этим условия его обтекания будут существенно отлич-
ными от условий обтекания такого же тела в свободном потоке.
На создание значительной скорости в проходном сечении затра-
чивается определенная энергия, и на тело помимо динамического
давления действует также и разность статических давлений.
229
Если не учитывать эту разность, то значение коэффициента обте-
кания или сопротивления тела, зависящего от формы тела, будет
много больше, чем при обтекании тела в нестесненном свободном
потоке. Кроме того, на обтекаемое тело действует сила вязкого
трения. Она зависит не только от вязкости вещества, но и от кон-
фигурации тела. Желательно уменьшить влияние этой силы на
показания расходомера. Некоторые способы этого уменьшения
приведены в работе [3].
Достоинства расходомеров обтекания! простота устройства,
надежность в работе, значительный диапазон измерения от 8
до 15 (в зависимости от разновидности прибора). Приведенная
погрешность обычно находится в пределах ±(14-2,5)%.
15.2. Расходомеры постоянного перепада
давления
Расходомеры постоянного перепада давления под-
разделяются на! ротаметры, поплавковые и поршневые (или точнее
золотниковые). Эти приборы (особенно ротаметры) наиболее
широко применяются по сравнению с другими расходомерами
обтекания.
Ротаметры
Ротаметр состоит из конической (обычно стеклянной) трубки,
расходящейся вверх, внутри которой перемещается поплавок
(рис. 125). Шкала наносится непосредственно на стеклянную
трубку. Длина последней обычно находится в пределах от 70
до 600 мм, а диаметр от 1,5 до 100 мм.
Характеристика ротаметров и уравнение равновесия поплавка.
Пределы применения обычных ротаметров со стеклянной трубкой!
по давлению 0,5—0,6 МПа, по температуре 100—150 °C.
Достоинства ротаметров: простота устройства и эксплуатации;
наглядность показаний; надежность в работе; удобство приме-
нения для измерения малых расходов различных жидкостей
и газов (в частности, агрессивных), а также неньютоновых сред
[26]; значительный диапазон измерения и достаточно равномер-
ная шкала.
Недостатки! хрупкость и непригодность для измерения расхода
веществ, имеющих значительные давления; связанность прибора
с местом измерения; только указывающий характер прибора
(отсутствие записи и дистанционной передачи показаний); непри-
годность для измерения больших расходов.
Большинство из перечисленных недостатков могут быть устра-
нены в случае изготовления конусной трубки из металла и при-
менения дистанционной передачи. Но при этом теряются простота
устройства и наглядность показаний, а также резко сокращается
ход поплавка. Конструкция в этом случае значительно меняется,
230
Рис. 125. Схема ро-
таметра
и такой прибор следует называть поплавко-
вым расходомером, а не ротаметром.
В ротаметре (рис. 125) (так же, как и
в преобразователе расхода с сужающим ус-
тройством) можно выделить три сечения: 1—1,
где начинает сказываться возмущающее дей-
ствие поплавка на поток; 2—2 — узкое коль-
цевое сечение потока, где имеется максималь-
ная скорость; 3—3, в котором кончается воз-
мущающее действие поплавка на поток.
На поплавок снизу действуют три силы:
разность статических давлений на носовую
и кормовую поверхности поплавка, возника-
ющая вследствие перехода части потенциаль-
ной энергии в скорость ик в узком сечении
2—2‘, эта разность равна (рг — р2) f, где f —
площадь наибольшего поперечного ^сечения поплавка; динами-
ческое давление W потока, определяемое по формуле
W = сри2//2, (87)
где о — коэффициент сопротивления поплавка; р и о — плотность
и характерная скорость потока соответственно; сила трения N
потока о поверхность /б поплавка.
Сумма этих трех сил уравновешивается весом G поплавка
G = У£Рп,
где V и рп — объем и плотность материала поплавка (сплошного).
Из уравнения равновесия следует, что
Pi - Р2 = (G - W - N)/f. (88)
Если пренебречь силами W и N, то получаем, что — р2 =
= G/f = const. Это послужило основанием считать ротаметр
расходомером постоянного перепада давления. Но это постоянство
лишь приближенное, потому что с увеличением расхода возрастают
как динамическое давление W, так и сила трения N. Следова-
тельно, с увеличением расхода перепад давления рг — р2 на по-
плавке должен уменьшаться, хотя общий перепад на ротаметре
с учетом потери в присоединительных штуцерах при этом и воз-
растает. Опыт полностью подтверждает сказанное.
Нередко встречается [28] и другой метод составления уравне-
ния равновесия поплавка, при котором считают, что на поплавок
действует лишь гидродинамическое давление потока и вес поплавка
в измеряемом веществе. Тогда получим
ог^Ц2 = V (рп - р) g, (89)
где v — характерная скорость потока.
Значение коэффициента сопротивления о' в этом уравнении
значительно больше, чем значение коэффициента с в уравнении (87).
231
числа ReD (D = 80 мм) и высоты Н подъ-
ема
Связь между ними можно
найти из сопоставления ура-
внений (89) и (88)
о' = о 4- 2Л/рп2,
где А = (рх — р2) f 4- N —
— vpg.
Полученная эксперимен-
тально зависимость коэффи-
циента о' от числа Рейнольд-
са ReD, отнесенного к диа-
метру D конической трубки,
взятому в плоскости распо-
ложения дискового поплавка
диаметром 80 мм, для раз-
личных высот И подъема
поплавка приведена на
рис. 126. Пунктирная кривая
соответствует обтеканию поплавка свободным нестесненным по-
током. По мере подъема поплавка (увеличения Н), т. е. умень-
шения стеснения потока, о' уменьшается. Далее (так же как
у сопел) с уменьшением ReD ниже некоторого предела наблю-
дается возрастание о'.
Уравнение расхода для ротаметра. Считая ротамер своеобраз-
ным расходомером с сужающим отверстием кольцевого типа и
повторяя вывод, сделанный ранее для диафрагмы, получим урав-
нение расхода для ротаметра в виде
Qo “ «о/к 12 (pi — р2)/р — 2gn°-5, (90)
где а0 — коэффициент расхода; fK — площадь кольцевого отвер-
стия, образованного конической трубкой и наибольшим попереч-
ным сечением поплавка; I = (/2 — Z1)/4f; причем Т = (pi —>
— p2)/(pi — р2).
Коэффициент а0 определяется по формуле
а0 = р W [*2 - g - (Ш2]-0'6,
где р = filfn', тл ki — коэффициенты неравномерности распре-
деления скорости в сечениях 1—1 и 2—2; £ — коэффициент потери
энергии между сечениями 1—1 и 2—2.
Полученное уравнение совпадает с уравнением для диафрагмы,
установленной на вертикальном трубопроводе. Подставляя в него
значение рх — р2 из уравнения (88), получим
Qo = «о/к V(2/pf)[g(Vp1l-flp)-N-W]. (91)
Возможен и другой вывод уравнения расхода, исходя из урав-
нения (89). Полагая в последнем скорость V, равной скорости ив
232
в кольцевом отверстии, которое имеет площадь fw и решая его
относительно ок, найдем
«к = /2gV (рп —Р)/^7Р- (92)
Тогда очевидно уравнение расхода примет вид
Qo - «/к /2gV(pB-p)//p , (93)
где а = (о')-0,6-
Иногда 12] это уравнение записывают в виде
Qo = amy/2gfVxp, (94)
где т = fjf — относительная площадь кольцевого отверстия;
хр = (Рп — р)/р — относительная плотность поплавка, погружен-
ного в жидкость.
Связь между коэффициентами расхода а и сс0 получаем из
уравнения
« = «о {& (^Рп — f/p) — N— W]/gV (рп — p)}0>s.
Из полученных уравнений расхода (91) и (93) следует вывод о
пропорциональности между расходом Qo и кольцевой площадью/к.
Но Qo не пропорционально ходу поплавка Н, а значит, и зна-
чениям на шкале прибора, потому что fK не пропорционально Н
у конической трубки, хотя отклонение от пропорциональности
невелико. Строгая пропорциональность между fK и Н достигается
в случае изготовления трубки в виде параболоида вращения.
Но делать это не имеет смысла, потому что коэффициент рас-
хода а и а0 меняются (обычно возрастают) по мере подъема по-
плавка и увеличения площади fK.
Коэффициент расхода ротаметра зависит от режима течения
вещества, определяемого числом Рейнольдса в характерном сече-
нии потока, за которое можно принять кольцевую площадь fK.
Обозначая через Dr~D — d гидравлический диаметр пло-
щади fK, получим выражение для а
соответствующего числа Рейнольдса
ReK = uKDr/v, (95)
где ок — скорость в кольцевой пло-
щади.
На рис. 127 показана зависи-
мость коэффициента расхода а се-
рийно изготовляемого ротаметра
РМ-1,6 ЖУЗ от числа ReK и вы-
соты подъема поплавка Н, получен-
ная в опытах на воде, водоглицери-
новых смесях и двух сортах ма-
сел [2]. Коэффициент расхода воз-
растает с увеличением Н и ReK вна-
чале значительно, а потом все
Рис. 127. Зависимость коэффи-
циента расхода а ротаметра
РМ-1,6 ЖУЗ от числа ReK и вы-
соты Н подъема поплавка:
1 — н <= 0; 2 — И = ПО им: з —
И — 220 мм; 4 — И — 330 мм;
5 — И = 440 мм; 6 — И = 550 мм
233
медленнее. Но при данной форме поплавка, сильно зависящей
от вязкости вещества, не достигается еще число ReH, при
котором возникает автомодельная область, где ак от ReK не
зависимы в отличие от тарельчатого поплавка (см. рис. 126).
Заметим, что рис. 126 и рис. 127 соответствуют друг другу, если
учесть, что а = (с')-0-5.
Методы пересчета градуировок ротаметра. Учитывая сложность
зависимости коэффициента расхода а у ротаметров, ограничен-
ность точности его экспериментального определения вследствие
трудности точной оценки площади /к, а также неизбежность раз-
броса их характеристик из-за технологических допусков, рассчи-
тывать параметры можно лишь ориентировочно при их проекти-
ровании, но этот расчет не может служить основой для получения
градуировочной зависимости. В связи с этим каждый ротаметр
на заводе-изготовителе градуируется или на воде или на воздухе.
Применять же ротаметры приходится для измерения расхода
различных жидкостей и газов. При этом возникает необходимость
пересчета заводской градуировки.
Если уравнение (93) записать для градуировочного вещества,
а затем для измеряемого и разделить их друг на друга, то полу-
ченное отношение даст пересчетный множитель k, умножая на
который значение расхода Q0.r по градуировочной зависимости,
получим искомое значение расхода Qo для измеряемого вещества.
Очевидно, что
k = а [рг (рп — р)]0,5/аг IP (Рп — Рг)]0,5, (96)
где аг и а — коэффициенты расхода для градуировочного ве-
щества и любого другого соответственно, а рп и р их плотности.
Но воспользоваться множителем k можно лишь в редких слу-
чаях, когда вязкости измеряемого и градуировочного вещества
близки друг к другу и можно принять а я# аг. Тогда получаем, что
Ь = [рг (рп — р)/р (рп — Рг)]0,5- (97)
Если р < рп (что бывает обычно у газов), то эта формула
упрощается и принимает вид k = (рг/р)0-5.
Чтобы найти более общие методы пересчета, в которых учиты-
вается также и влияние вязкости вещества, решим совместно
уравнения (92) и (95).
В результате получим
aDr = (//2)°-5 ReK (v2p/GK)°-5, (98)
где GK— V (рп — р) g — кажущийся вес поплавка в веществе,
имеющем плотность р.
Из этого уравнения следует, что для каждого Dv (или, иначе
говоря, для каждой высоты Н подъема поплавка) коэффициент
расхода а зависит от числа ReK и от безразмерного параметра
v2p/GK, т. е. от двух безразмерных критериев.
234
Тот же вывод можно получить, исходя из теории подобия.
Имеем
Н = ср(<?0, р, v, GK,d, rlt r2 rn),
где rlt r3, ..., rn — безразмерные параметры, характеризующие
размеры трубки и поплавка и сохраняющие постоянные значения
для подобных ротаметров.
Тогда согласно п-теореме подобия получим три безразмерных
критерия подобия!
ах = Н/d; п2 = QJvd-, п8 = v2p/GK.
Для пересчета градуировочных характеристик ротаметров
на основе полученных критериев подобия необходимо для каждой
установленной формы поплавка и конической трубки иметь экспе-
риментально полученные зависимости между критериями л1(
(Ttg И ^3 *
Подобные работы для ротаметров PC-5, РС-7 были выполнены
под руководством Петрова [14] в ПО «Манометр». В результате
этих работ были получены кривые для различных значений H/d
(от 4 до 18) в зависимости от 1g ^plGK и 1g Re и был опубликован
в 1953 г. соответствующий проект инструкции.
Несколько иной метод пересчета был предложен еще в 1930 г.
Руппелем и Умпфенбахом [28] и принят в немецких нормах.
Умножая и деля уравнение (94) на вязкость v и учитывая, что
f = nd214, получим Qo ~ ctivd!/(GK/pv2)0’5 или ах = Re (v2p/GK)0,6,
где аг = ат (л/2)0>5 и Re = Q0/vd. На основе экспериментов по
определению коэффициента расхода ах для дискового поплавка
были построены кривые зависимости at от критерия (v2p/GK)0'5,
получившего наименование критерия Руппеля Ru, для различных
значений D/d. Пользуясь этими кривыми, можно для любого
вещества в известными значениями вязкости v и плотности р
найти значение коэффициента для любого значения D, т. е.
для любой точки шкалы прибора.
Для пересчета градуировочных характеристик ротаметров,
а также поплавковых расходомеров, выпускаемых серийно в КФ
ВНИИФТРИ, были разработаны методические указания МУ 44-75.
В них пересчетный множитель имеет вид
k = [ci (рп — р) рг/с' (рп — рг) р]0>6, (98а)
который получается из формулы (96), в которой коэффициенты
расхода а и аг заменены на коэффициенты сопротивления по-
плавка с' и Сг, отнесенные к скорости пк в кольцевом сечении
(с = а-2; сг — а?2)-
Значения с' и с'г для отдельных точек шкалы ротаметра бе-
рутся из пересчетных таблиц, составленных для каждой разно-
видности прибора на основе экспериментальных данных. Входными
величинами в этих таблицах служат два безразмерных параметра
2tftg₽/d = (D-d)/d и lg (v2P/Gk),
235
где 0 — угол конусности трубки, равный половине центрального
угла трубки.
В дальнейшем взамен МУ 44-75 вышли методические указания
МИ 1420-86, в которых был изменен лишь способ определения
погрешности пересчета расхода 6Q. Согласно МИ 1420-86 6q =
= 0,56р + 6Т, где 6Р — погрешность измерения плотности р;
6Т — погрешность таблиц пересчета. В примере, приведенном
в МИ 1420-86, погрешность 6Т = 3,9 %, а общая погрешность
6Q = 4 %.
Недостаток всех рассмотренных выше методов пересчета —
необходимость строгой идентичности однотипных ротаметров друг
другу. Но для этого требуется очень точное изготовление поплав-
ков и конусных трубок, что трудно достижимо на практике.
В связи с этим предложен в работе [2] метод пересчета, при кото-
ром определяются осредненные значения коэффициентов расхода а
по результатам испытаний нескольких ротаметров данного типо-
размера.
Имеется еще один своеобразный метод пересчета градуировок,
основанный на сохранении неизменным критерия v2p/GK, путем
изменения массы поплавка. Последняя должна быть такой, чтобы
для среды с вязкостью v и плотностью р вес поплавка GK удовлетво-
рял условию
6К = Окг (v2p/v?pr).
При этом форма поплавка должна остаться неизменной. Тогда
для каждой высоты подъема поплавка сохраняется постоянным
и число Re и новый расход определяется по формуле
<2о = Qr(v/vr).
Этот метод редко применяется на практике из-за трудности
изготовления идентичного поплавка (особенно при значительном
отличии вязкости у от вязкости vr).
Вопросы теории и расчета ротаметров рассматриваются также
в работах 125, 27, 33].
Поплавки и трубки ротаметров. Основные элементы ротаме-
тра — коническая трубка и поплавок — образуют его проточную
часть. Формы поплавка могут быть весьма разнообразны. Класси-
ческая его форма показана на рис. 128, а. Поплавок имеет ко-
нусную нижнюю часть (иногда с несколько скругленным носом),
цилиндрическую среднюю часть и дисковый верх. На боковой по-
верхности последнего в прежних конструкциях наносились косые
канавки, вызывавшие при движении жидкости вращение поплавка,
которое способствовало центрированию поплавка относительно
оси конической трубки и предотвращало трение между ними.
В дальнейшем выяснилось, что поплавок и без вращательного
движения занимает соосные положения с трубкой при тех малых
зазорах, которые имеются между ними. В связи с этим теперь
косых каналов на поплавке обычно не делают. Существенный
236
Рис. 128. Формы поплавков
недостаток рассмотренной
формы поплавка — силь-
ная зависимость градуи-
ровочной характеристики
от вязкости измеряемого
вещества. Для снижения
этой зависимости полезно
уменьшать высоту верх-
ней дисковой части по-
плавка и диаметр цилин-
дрической его части с тем,
чтобы он был не более
0,6—0,7 от диаметра верх-
него диска (рис. 128,6).
В меньшей степени влия-
ние вязкости сказывается при катушечной форме поплавка, пока-
занной на рис. 128, в, которая находит теперь основное применение.
Еще сильнее влияние вязкости устраняется при дисковой и та-
рельчатой форме поплавков, когда основное трение потока про-
исходит на очень небольшой боковой поверхности диска. Но вес
таких поплавков очень мал и необходимо или увеличивать длину
цилиндрического тела поплавка в одну или обе стороны от диска,
или же подвешивать на стержне дополнительный груз. Кроме
того, такие поплавки неустойчивы и во избежание перекоса и
трения о стенку трубки их необходимо снабжать направляющими.
Последние могут быть трех видов: направляющие, связанные
с поплавком и перемещающиеся вместе с ним (рис. 128, г); не-
подвижные центральные штоки, проходящие через осевые от-
верстия поплавков (рис. 128, 6); направляющие кольца (два или
одно), укрепляемые обычно в верхней или нижней части поплавков
(рис. 128, е, ж). Но для таких колец требуется применение конус"
ных трубок с направляющими ребрами или гранями. Зато они
имеют два дополнительных достоинства: обеспечение турбулиза-
ции потока, способствующего уменьшению влияния вязкости
и возможность измерения расхода непрозрачных жидкостей (бла-
годаря малости зазора между направляющими ребрами и коль-
цами).
Применение направляющих любого типа (особенно направ-
ляющих колец) осложняет конструкцию ротаметров и вызывает
тренне поплавка о неподвижный шток, подвижного штока о на-
правляющие втулки или направляющих колец о ребра или грани
трубки. Но эти недостатки компенсируются резким снижением
зависимости градуировочной характеристики от вязкости. Кроме
того, в этих случаях легче достигать больших значений макси-
мального расхода путем увеличения угла конусности трубки
или же уменьшения диаметра поплавка, так как направляющие
обеспечивают центрирование поплавка. При неподвижном на-
правляющем штоке (рис. 128, д) поплавок имеет центральное от-
237
верстие и через зазор, образованный между отверстием и штоком,
будет протекать измеряемая жидкость или газ. Это сказывается на
градуировочной характеристике. С увеличением зазора харак-
теристика будет перемещаться параллельно самой себе. В резуль-
тате будет увеличиваться Qmln и возрастать Если в измеряе-
мом веществе содержатся механические примеси, то во избежа-
ние их оседания на кормовой части поплавка рекомендуется делать
последнюю хотя бы с небольшим 5—10° уклоном.
Для ротаметров на очень малые расходы иногда применяют
шариковые поплавки.
Поплавки изготовляются из различных материалов; нержа-
веющей стали, титана, алюминиевых сплавов, фторопласта-4
и различных пластмасс (в зависимости от диапазона измерения и
агрессивности измеряемого вещества). При необходимости для
снижения массы поплавка его делают пустотелым.
Заметим, что от соотношения плотностей материала поплавка рп
и измеряемого вещества р зависит погрешность, возникающая
при изменении плотности, которое вызвано изменением темпе-
ратуры или давления вещества. Наименьшая погрешность будет
при Рп/Р = 2. В этом случае при изменении р на ±10 % дополни-
тельная погрешность будет всего лишь ±0,4 %. Такое соотноше-
ние нетрудно обеспечить при измерении расхода жидкости.
Второй основной элемент ротаметра — измерительная кони-
ческая трубка (с конусностью 0,001—0,01). Она изготовляется
из химически устойчивого или термостойкого боросиликатного
стекла. Чувствительность прибора возрастает с уменьшением
угла конусности трубки.
С помощью своеобразного производственного процесса обес-
печивается требуемая идентичность при изготовлении конусных
трубок. Стеклянная цилиндрическая заготовка надевается на
металлическую конусную оправку, наружная поверхность которой
соответствует будущей внутренней поверхности конической
трубки. В зазоре между заготовкой и оправкой создается неболь-
шой вакуум посредством откачки воздуха. После этого заготовка
с оправкой нагревается до температуры размягчения стекла (600—
800 °C) с помощью электронагревателя кольцевой формы, медленно
перемещающегося вдоль заготовки. Под воздействием атмосфер-
ного давления заготовка обжимается и плотно облегает кони-
ческую оправку. Разница температурных коэффициентов стекла
и стали позволяет легко снять холодную трубку с оправки. Трубки
получаются взаимозаменяемыми с допуском по диаметру около
0,1 %.
Предложены ротаметры с цилиндрической стеклянной труб-
кой, внутри которой размещен конус. Кольцевой поплавок дви-
жется между конусом и цилиндрической трубкой.
Иногда применяются ротаметры с металлической конусной
трубкой. В этом случае поплавок связан с хвостовиком-указа-
телем или же с дистанционной передачей. В последнем случае
238
ход поплавка, а следовательно, и высота конусной трубки обычно
бывают очень малыми, соизмеримыми с диаметром трубки. Подоб-
ные приборы относятся к группе поплавковых расходомеров и
рассматриваются далее.
Конструкция и технические характеристики ротаметров. Се-
рийно выпускаются ротаметры со стеклянной конической трубкой
по ГОСТ 13045—81. В зависимости от пределов измерения по-
плавки изготовляются из стали 12X18 Н9Т, анодированного
дюралюминия, эбонита или титана. Каждый ротаметр двукратно
градуируется на отметках шкалы: 0, 20, 40, 60, 80, 100.
Всего разработано семь базовых моделей: PM-I на Dy — 3 мм,
высотою 280 мм; PM-II на £>у = 6 мм, высотою 360 мм; РМ-П1
на D? = 10 мм, высотою 410 мм; PM-IV на Dy = 15 мм, высотою
455 мм; PM-V на £>у = 25 мм, высотою 590 мм; PM-IV на Dy =
= 40 мм, высотою 690 мм и РМ-А-1 на £>у = 3 мм, высотою 160 мм.
Каждая базовая модель в зависимости от материала поплавка
(сталь 12Х18Н9Т, дюралюминий, эбонит и другие), верхнего
предела измерения и измеряемого вещества имеет разновидности,
приведенные ниже.
PM-I: РМ-0.025ЖУЗ; РМ-0.004ЖУЗ; РМ-0.0063ЖУЗ;
РМ-0.01ЖУЗ; РМ-0.04ГУЗ; РМ-0.063ГУЗ; РМ-0.1ГУЗ;
РМ-0.16ГУЗ. РМ-П: РМ-0.016ЖУЗ; РМ-0.025ЖУЗ; РМ-0.04ЖУЗ;
РМ-0.25ГУЗ; РМ-0.4ГУЗ; РМ-0.63ГУЗ. РМ-Ш: РМ-0,063ЖУЗ;
РМ-0ДЖУЗ; РМ-1ГУЗ; РМ-1,6ГУЗ. PM-IV: РМ-0.16ЖУЗ;
РМ-0.25ЖУЗ; РМ-0.4ЖУЗ; РМ-2,5ГУЗ; РМ-4ГУЗ; РМ-6,ЗГУЗ.
PM-V: РМ-0,63ЖУЗ; РМ-0ДЖУЗ; РМ-ЮГУЗ; РМ-16ГУЗ. PM-VIj
РМ-1.6ЖУЗ; РМ-2.5ЖУЗ; РМ-4ЖУЗ; РМ-25ГУЗ; РМ-40ГУЗ.
РМ-А-1: РМ-А-0,0025ЖУЗ; РМ-А-0.004ЖУЗ; РМ-А-0,0063ЖУЗ;
РМ-А-0.063ГУЗ; РМ-А-0ДГУЗ; РМ-А-0Д6ГУЗ; РМ-0.63ГУЗ.
Ротаметры с шифром ЖУЗ предназначены для жидкостей и
градуируются на воде, а с шифром ГУЗ — для газов и градуи-
руются на воздухе. Цифры в обозначении указывают верхний
предел измерения в кубических метрах в час воды для жидкост-
ных и воздуха для газовых ротаметров. Фактические верхние
пределы могут превышать эти цифры, но не более чем на 20 %,
а нижние пределы должны составлять 20 % от фактических верх-
них пределов измерения.
В обозначении ротаметров, поплавок которых футерован фто-
ропластом-4 (для измерения агрессивных сред), добавляется
буква Ф, например РМФ-0,16ЖУЗ.
В ротаметрах РМ, предназначенных для измерения расхода
жидкости, применяются поплавки: конические (рис. 128, б) для
малых расходов и катушечные (рис. 128, в) для больших расходов.
Характеристики зарубежных ротаметров приведены в работе [2].
На рис. 129 показано обычное устройство ротаметра. В па-
трубках 1 и 8, соединенных друг с другом болтовыми стержнями 5,
с помощью накидных гаек 6 и сальниковых уплотнений укреплена
стеклянная коническая трубка 3. Для ограничения хода по-
239
а) 5)
Рис. 129. Конструкция ротаметра:
а) для монтажа на трубопроводе;
б) дли щитового монтажа
плавка 4 служат верхний 2 и
нижний 7 упоры. На рис. 129, б
показано устройство малень-
кого ротаметра, предназначен-
ного для щитового монтажа
и снабженного игольчатым за-
порным клапаном.
Для измерения расхода ве-
ществ при повышенных давле-
ниях иногда применяются ро-
таметры в металлическом кожу-
хе. Их поплавок снабжен хво-
стовиком-указателем, который
движется в кармане, имеющем
прорезь, закрытую толстостен-
ным стеклом. Иногда стеклян-
ную трубку маленького рота-
метра помещают внутрь тол-
стостенной защитной цилиндри-
ческой трубки из органического
стекла, а пространство между
трубками соединяют с измеряе-
мой средой. Тогда можно изме-
рять расход при высоких да-
влениях (вплоть до 6 МПа).
Ротаметры с дистанционной
передачей встречаются редко,
потому что последнюю гораздо удобнее применять в поплавковых
расходомерах постоянного перепада типов РЭ и РП, рассматри-
ваемых далее. Тем не менее имеются разработки ротаметров с аку-
стической, ионизационной и магнитной передачей. В последней
[23] снаружи конусной металлической диамагнитной трубки
(с магнитным поплавком внутри) находится вертикальная ось
с длинной магнитной полоской, изогнутой винтообразно. Попла-
вок при своем перемещении будет вызывать поворот магнитной
полоски. При этом связанный с ней ферромагнитный сердеч-
ник, который изогнут по дуге, перемещается в индуктивной
катушке, служащей для передачи показаний вторичному при-
бору.
В работе [6] рассматривается акустическая передача положе-
ния поплавка ротаметра, в частности типа РС-5. Внизу ротаме-
трической трубки помещен пьезоэлектрический преобразователь,
создающий ультразвуковые колебания, которые отражаются от
поплавка. Время перемещения этих колебаний до поплавка и
обратно будут зависеть от положения поплавка.
Можно также [22 ] с помощью следящей системы перемещать
по направляющей, установленной вдоль стеклянной конической
трубки, фотоэлемент с осветителем и таким способом осуще-
240
ствлять дистанционную передачу. Но все это довольно сложно
и поэтому применяется очень редко.
Если ротаметр имеет небольшую высоту, например ротаметр
типа ЭИР, поплавок которого имеет ход всего около 80 мм, —•
то сравнительно легко применить индуктивную передачу. Анало-
гичен предыдущему и случай, когда ротаметр применяется в си-
стеме устройства, служащего для регулирования заданного зна-
чения расхода. При этом снаружи трубки ротаметра в необходи-
мом месте устанавливается или катушка индуктивной передачи,
а роль сердечника выполняет ферромагнитный поплавок, или фото-
элемент и осветитель. Как индуктивная катушка, так и фото-
электрическое передающее устройство с помощью направляющих
устанавливаются в любом необходимом месте по высоте ротаметра.
Кроме обычных предложены особые конструкции ротаметров.
Так, для достижения высокой чувствительности в одной из них
применены два поплавка, связанных длинным стержнем, из кото-
рых верхний перемещается в конусной трубке, расширяющейся
кверху, а нижний — в конусной трубке, расширяющейся книзу.
Чем меньше разность углов обоих конусов, тем чувствительнее
подобный прибор.
Для измерения малых расходов предложен ротаметр с кони-
ческой трубкой, расширяющейся вниз, а не вверх. Поток посту-
пает сверху и давит на поплавок, плотность материала которого
меньше плотности жидкости. Гидродинамическое давление и вес
поплавка уравновешиваются силой Архимеда.
Рекомендации по применению ротаметров. Необходимо обеспе-
чить строго вертикальное положение конусной трубки ротаметра.
Даже при сравнительно небольшом наклоне оси трубки к верти-
кали возникает погрешность измерения расхода. Одна из причин
этого — уменьшение силы, уравновешивающей действие потока
на поплавок. Так, вместо силы, равной весу поплавка G, противо-
действовать потоку будет только проекция этой силы на направле-
ние оси трубки Go = G cos ф, где ф — угол наклона оси к верти-
кали. Еще более существенно то, что при наклоне трубки нару-
шаются условия симметрии обтекания поплавка. Ось поплавка
при этом образует угол как с осью ротаметра, так и с направле-
нием силы G. Как показали испытания [12] ротаметров, имевших
конусности трубок 1 : 400 и 1 • 1000, которые применялись при
контроле линейных размеров, уже при угле ф = 3° возникает
погрешность в пределах 1,5—3,5 % от измеряемого расхода, при-
чем для трубок с углом конусности 1 : 1000 погрешность больше,
чем с углом 1 : 400. Особенно плохо, когда перекосившийся по-
плавок касается стенки трубки: этому способствует сила GH =
= G sin ф, являющаяся проекцией силы G на нормаль к оси трубки
ротаметра. При этом не только увеличивается погрешность изме-
рения, но и происходит преждевременный износ поплавка. В связи
о этим строго вертикальной установке ротаметра надо уделять
особое внимание.
241
Кроме того, следует иметь прямые участки трубопровода до
(/i > 10£>) и после (/2 > 5£>) ротаметра.
При эксплуатации ротаметров надо иметь в виду возможность
возникновения в некоторых случаях пульсаций поплавков. При
измерении расхода поплавок под влиянием совместного действия
сил инерции и сил упругости совершает некоторые колебания
(обычно быстрозатухающие), которые существуют до тех пор, пока
он не займет новое положение равновесия. Колебания могут воз-
никать и при случайном кратковременном возмущающем воздей-
ствии на поплавок. Незатухающие колебания могут возникать
как в осевом направлении, так и в перпендикулярном к нему.
Первые могут быть обусловлены колебаниями давления или
расхода, имеющими частоту, близкую к собственной частоте коле-
баний поплавка. Кроме того, такие колебания или пульсации
могут быть следствием периодического срыва вихрей с тыльной
части поплавка. Подобные пульсации поплавков возникают пре-
имущественно в верхней части шкалы прибора. Колебания в пер-
пендикулярном направлении могут появиться при случайном
нарушении концентричности положения поплавка в трубке и
возникновении вследствии этого разницы статических давлений
с противоположных сторон поплавка. Незатухающие колебания
нежелательны. Они затрудняют правильное измерение расхода
по шкале прибора.
При изменении давления изменяется плотность газа, а при из-
менении температуры изменяется плотность как газа, так и жид-
кости. Чтобы исключить возникающую при этом дополнительную
погрешность измерения расхода, надо умножать показания при-
бора на поправочный множитель kt определяемый уравне-
нием (97).
Для возможности периодического контроля работы ротаметров
желательно (особенно при большом их числе) иметь собственные
поверочные расходомерные установки. Так как предельные рас-
ходы в ротаметрах невелики, то такие установки при работе их
на воде или на воздухе не слишком сложны и имеют небольшие
размеры. Особенно простую поверочную установку для воды
можно создать при расходах, не превышающих 0,1 м3/ч. Для
этого надо обеспечить постоянство давления перед ротаметром и
иметь мерные цилиндры или образцовые мерники, в которые
должна поступать вода с помощью перекидного шланга с одно-
временным включением и выключением секундомера в моменты
начала и конца наполнения. Вместо мерной емкости можно иметь
простую емкость, установленную на весы (например, типа ВНЦ).
Для проверки ротаметров на воздухе при расходах не более
16 м3/ч — можно в качестве поверхностного средства при-
менить барабанный газовый счетчик типа ГСБ-400, а при
расходах до 0,63 м3/ч — грузокольцевую установку. Подроб-
нее о средствах и способах поверки ротаметров см. в рабо-
те [2].
242
Поплавковые расходомеры
Эти расходомеры относятся к группе расходомеров постоян-
ного перепада давления. Принцип действия их такой же, как и
ротаметров. В связи с этим рассмотренная выше теория последних
(в том числе и методы пересчета) справедлива также и для поплав-
ковых расходомеров. От ротаметров они отличаются лишь кон-
структивно. У них нет стеклянной конической трубки, ход по-
плавка небольшой и внешняя форма иная.
Выпускаемые серийно поплавковые расходомеры типов РЭ
и РП изготовитель даже (в противоречие с ГОСТ 15528—86) на-
зывает ротаметрами с электрической и пневматической передачей.
Поплавок у этих приборов связан жестким стержнем с железным
сердечником или магнитом для дистанционной передачи. Ход
поплавка небольшой, не превышающий 40—70 мм. В зависимости
от калибра прибора у них применяются различные проточные
части, показанные на рис. 130.
Первая поплавковая пара (рис. 130, а) состоит из грибообраз-
ного поплавка диаметром d = 6, 10 и 15 мм, перемещающегося
в конической расточке. Она применяется для малых расходов от
0,025 до 0,4 м’/ч (по воде) в первых двух базовых моделях РЭ-1
и РЭ-П, которые охватывают первые семь пределов измерения
расходомеров РЭ. Следующая пара (рис. 130, б) состоит из кони-
ческого поплавка с верхним диаметром 25, 40, 70 и 100 мм, кото-
рый перемещается в круглом отверстии. Угол наклона поплавка а
возрастает с увеличением верхнего предела измерения. Эта пара
применяется в третьей и четвертой базовых моделях РЭ-Ш и
Рис. 130. Поплавковые пары у
поплавковых расходомеров
243
Таблица 18. Разновидности расходомеров типа РЭ
Базовая модель Обозначение Условный диаметр, мм Qmax <по иоде)- м3/ч Рабочее давление, МПа
РЭ-1 РЭ-0.025ЖУЗ РЭ-0.04ЖУЗ 6 0,025 0,04
РЭ-П РЭ-0.063ЖУЗ РЭ-0.1ЖУЗ РЭ-0.16ЖУЗ РЭ-0.25ЖУЗ РЭ-0.4ЖУЗ 10 10 15 15 15 0,063 0,1 0,16 0,25 0,4
РЭ-Ш РЭ-0.63ЖУЗ РЭ-1 ЖУЗ РЭ-1.6ЖУЗ РЭ-2.5ЖУЗ РЭ-4ЖУЗ 25 25 40 40 40 0,63 1,0 1,6 2,5 4,0 0,6; 1,6; 6,4
РЭ-IV РЭ-6.3ЖУЗ РЭ-ЮЖУЗ РЭ-16ЖУЗ 70 70 100 6,3 16
РЭ-V РЭ-25ЖУЗ РЭ-40ЖУЗ РЭ-63ЖУЗ 100 150 150 25 40 63 0,6; 1,6
Примечание. Для расходомеров типа РП наименьший расход 0,16 м8/ч
(РП-0.16ЖУЗ) и наибольший расход 16 м3/ч (РП-16ЖУЗ), а рабочее давление
6,4 МПа для расходомеров с Qmax не более 2,5 м3/ч и 1,6 МПа — для остальных.
РЭ-IV, охватывающих восемь средних пределов измерения от
0,63 до 16 м3/ч. Последняя пара (рис. 130, а) имеет кольцевой
цилиндрический поплавок диаметром 151 мм, перемещающийся
в отверстии, которое образовано центральным конусом с углом 0
и наружной конической расточкой с углом а. При изменении угла а
охватываются три верхних предела измерения в пятой РЭ-V
базовой модели. Разновидности расходомеров типа РЭ приведены
в табл. 18. У всех расходомеров типа РЭ и РП нижние пределы
измерения составляют не более 20 % от верхних.
Основная приведенная погрешность в комплекте со вторичным
прибором дифференциально-трансформаторной системы ±2,5%.
Материал всех деталей, соприкасающихся с измеряемым веще-
ством, сталь 12Х18Н9Т.
Устройство поплавкового расходомера типа РЭ показано на
рис. 131. На этом рисунке: 1 •— входной штуцер; 2 и 5 — направ-
ляющие и ограничители хода конусного поплавка 4, перемещаю-
щегося в отверстии диафрагмы 3; 6 — пружина, на которую
опирается катушка 8 дифференциально-транспортной передачи;
7 — ферромагнитный сердечник, перемещающийся внутри диа-
244
магнитной трубки; 9 — упорная
втулка; 10 — выходной штуцер.
В комплект расходомера входят
вторичные приборы КСД2, КСДЗ
и других типов.
В дальнейшем предусмотрен
выпуск ротаметров типа РЭ не
с дифференциально-трансформа-
торной передачей, а с токовым
выходным сигналом.
Для измерения расхода агрес-
сивных жидкостей Волгоград-
ское СКВ НПО «Нефтехимавто-
матика» разработало поплавковые
расходомеры типа ВИР, которые
похожи по устройству на при-
боры типа РЭ. Внутри трубы из
немагнитной стали запрессована
и развальцована по торцам при-
соединительных фланцев фторо-
пластовая труба с расположенным
в ее нижней части коническим
проходным отверстием. Внутри
поплавка из фторопласта-4 нахо-
дится стальной сердечник. Диф-
ференциально - трансформаторная
Рис. 131. Поплавковый расходомер
РЭ с дифференциально-трансформа-
торной передачей
1 КСД-3. Разработано семь
катушка намотана на наружную
трубу поверх изоляционного
слоя из стеклолакоткани и зали-
та компаундом марки ВИКСИНТ
К-18. Измерительный прибор тг
типоразмеров расходомеров на верхние пределы измерения от
1000 л/г (тип ВИР-1, ОЖУ2) до 16 000 л/г (тип ВИР-16, ОЖУ2).
Приборы предназначены для жидкостей, которые нейтральны
к фторопласту-4, имеющих вязкость в пределах (1±6)-10“в м1 2/с,
плотность от 1000 до 1200 кг/м3, температуру от —40 до +100 °C
и давление до 1,6 МПа. Приведенная погрешность в пределах
пятикратного диапазона измерения ±2,5%.
Устройство поплавкового расходомера с пневматической пере-
дачей типа РП показано на рис. 132. Поплавок 1 грибовидной
формы, связанный со сдвоенным магнитом 4, перемещается в ко-
нусообразной расточке втулки 2. Одновременно с магнитом 4 пе-
ремещается расположенный за пределом диамагнитного кор-
пуса 3 (на расстоянии 0,5—3 мм от него) следящий магнит 6 и
вызывает приближение (или удаление) заслонки 8 к соплу 9.
При этом изменяется давление воздуха в сопле и в полости силь-
фона 11 обратной связи, с дном которого связан трубчатый шток 10
о соплом. Последнее перемещается до тех пор, пока следящий
245
s
Рис. 132. Поплавковый расходомер РП с пневматической передачей
магнит с заслонкой не займет первоначального положения отно-
сительно магнита 4. Давление воздуха в сильфоне передается
через пневмоусилитель 7 на выход, соединенный с вторичным
прибором манометрического типа. Наибольшее расстояние между
вторичным прибором и поплавковым расходомером 300 м. Кроме
того, имеется стрелка 5, указывающая расход по шкале прибора.
Для питания необходим воздух давлением 0,14 МПа. Редуктор
и фильтр для воздуха входят в комплект расходомера. Диапазон
измерения расхода = 5/1. Прибор снабжен местной
шкалой. Рассмотренные расходомеры в зависимости от устройства
и материала корпуса бывают трех типов: РП — корпус из не-
ржавеющей стали, РПФ — корпус армирован фторопластом-4
и РПО — корпус из стали Х17Н13М2Т о паровым обогревом.
246
Последняя модификация служит для измерения расхода веществ,
кристаллизующихся или дающих осадки на внутренних поверх-
ностях, например для измерения расхода средств, содержащих
нафталин, парафин и т. п.
Расходомеры РПФ предназначены для измерения расхода
очень агрессивных веществ, в частности монохлоруксусной
кислоты.
Расходомеры, близкие по конструкции к приборам типа РП,
были разработаны и получили применение в химической про-
мышленности.
Поршневые расходомеры
Поршневые или золотниковые расходомеры — третья разно-
видность расходомеров постоянного перепада давления. В этих
приборах роль поплавка выполняет поршень или другой эле-
мент, перемещающийся во втулке с окнами особой формы. Изме-
ряемое вещество поступает под поршень и, приподнимая его,
выходит через окно или прорезь во втулке. Давление над поршнем
то же, что и в выходном штуцере. Чем больше расход, тем выше
поднимается поршень, открывая все большую часть отверстия
во втулке. Перепад давления на поршне при этом сохраняется
постоянным. Выбирая надлежащий профиль прорези, можно
получить желаемую (например, линейную) зависимость между
расходом и перемещением поршня.
Существует много разновидностей поршневых расходомеров,
но применяются они значительно реже ротаметров и поплавковых
расходомеров. В большинстве случаев они имеют одно выходное
окно и, следовательно, односторонний выход жидкости. При этом
равнодействующая сил давления приложена не в центре площади
поршня и возникает момент, прижимающий поршень к той по-
верхности втулки, в которой расположено выходное окно. Для
устранения этого недостатка предложены расходомеры [16] с вы-
ходом жидкости через два прямоугольных окна, расположенных
на противоположных поверхностях втулки.
К достоинствам поршневых расходомеров относятся: легкость
перехода на другой предел измерения посредством изменения
массы груза, действующего на поршень, а также возможность
измерения веществ с механическими примесями.
На рис. 133 показан поршневой расходомер, разработанный
для измерения массового расхода нефтепродуктов [19]. Для до-
стижения практической независимости показаний от измерений
плотности р измеряемого вещества плотность поршня рп в два
раза больше, чем р. Конструкция расходомера очень проста.
На входном патрубке 1 укреплен цилиндр с втулкой 3, внутри
которой перемещается поршень 2, связанный с магнитным стерж-
нем 4; последний воздействует на заслонку у сопла, давление
воздуха в котором служит выходным сигналом прибора. Во втул-
ке 3 прорезано окно, через которое измеряемое вещество уходит
247
Рис. 133. Поршневой расходомер
в выходной патрубок 5. Максималь-
ные расходы 13; 60 и 120 т/ч. Погреш-
ность ±1,25 % в пределах пяти-
кратного диапазона измерения при
вязкости вещества до 5-10-6 м2/о.
Прибор надежен в работе и нечувстви-
телен к твердым частицам в потоке.
В нашей стране изготовлялись
поршневые раоходомеры типа ППЭ
для труб диаметром 50 мм. Их пор-
шень связан с ферромагнитным сер-
дечником, перемещающимся в диа-
магнитной трубке, снаружи которой
помещена индуктивная катушка.
Ход поршня 30,5 мм. Предельные
расходы в приборе могли быть из-
менены от 250 до 8000 кг/ч путем из-
менения массы груза (от 0,7 до 2,3 кг),
действующего на поршень, и шири-
ны прямоугольного отверстия во
втулке (от 1,27 до 25,4 мм).
15.3. Расходомеры
обтекания
с изменяющимся
перепадом давления
Как и в расходомерах
постоянного перепада, здесь также
имеется тело (поплавок), на которое
воздействует поток измеряемого вещества, и величина перемеще-
ния тела служит мерой расхода. Эти расходомеры можно под-
разделить на: поплавково-пружинные, поплавково-архимедовые,
расходомеры с электромагнитным уравновешиванием и шарико-
вые с движением в криволинейной трубке. Основные среди
них — поплавково-пружинные расходомеры.
Поплавково-пружинные расходомеры
Если поплавок или поршень в поплавковом или поршневом
расходомере соединить с пружиной, то получим поплавково-
пружинный расходомер, в котором давление потока должно пре-
одолевать не только вес подвижного элемента, но и упругость
пружины.
Достоинства поплавково-пружинных расходомеров: возмож-
ность существенного повышения максимального предела измере-
ния и удобство перехода на другой диапазон измерения путем
смены пружины. Уравнение равновесия поплавка имеет вид
(Pi — Рг) f + R = G ± сН,
248
где Pi — Рг — разность статических давлений о обеих сторон
поплавка, имеющего площадь /; R — сумма сил трения и динами-
ческого давления потока на поплавок; с — коэффициент жесткости
пружины; Н — высота подъема поплавка.
При направлении потока сверху вниз в этом уравнении ме-
няется знак у веса поплавка.
Совместное решение этого уравнения о уравнением расхода
(90), справедливым и в данном случае, дает
Qo = «оА. /(2/pf) [(G - gflp) -\-сН — 7?].
Обычно весом поплавка по сравнению с силой пружины можно
пренебречь. Тогда из предыдущего уравнения следует
Qo = ао/к/2(сЯ— Я)/р/.
Если принять для R выражение
R = фр»1//2 = «ppQo/Ж,
в котором о помощью коэффициента <р учитывается также влияние
сил трения потока о поплавок, и подставить это значение R в урав-
нение для Qo, то получим
Qo = (а//1 + <ра2) /н / 2сН/р/. (99)
При этом возможны следующие случаи.
1. Площадь /н = const. Тогда из выражения (99) получаем
пропорциональность между Qo и у^Н.
2. Площадь /н = kH, где k = const, что почти соответствует
ротаметрам и поплавковым расходомерам; в этом случае получим
Qo = k {a/у/ 1 + <pa2) yf 2c/pf H3'2.
3. Площадь /н соответствует закону Qo = kH. Тогда из вы-
ражения (99) следует, что
fK = fe'/T7,
где _______ ________
k' — k (у/ 1 <pa2/a) YPffa-
Подставляя сюда значения /к = л (rl — г£), где г„ и га —
радиусы седла и поплавка, получим
rl — rl = fe’/n/TT.
Один из элементов проточной части (поплавок или седло)
можно сделать цилиндрическим, а профиль другого элемента
выполнить в соответствии о данным уравнением (желательно
е учетом изменения коэффициента расхода а по мере подъема
поплавка).
4. Возможно осуществить профилирование поплавка так,
чтобы была достигнута пропорциональность между расходом Qo
и перепадом давления Др о обеих сторон поплавка; при этом
249
Рис. 134. Схема поплав-
ково-пружинного рас-
ходомера с верхней пру-
жиной
Рис. 135. Поплавково-пружинный расходомер с го-
ризонтальным ходом поплавка
будет измеряться перепад давления вместо перемещения по-
плавка. Такой прибор будет уже называться расходомером
переменного перепада давления. Он рассмотрен ранее (см.
рис. 46).
Реализованные устройства поплавково-пружинных расходо-
меров весьма разнообразны. Схема одного из таких приборов,
применяемого в Японии для измерения расхода нефти и других
жидкостей [35], показана на рис. 134. Жидкость притекает по
трубе 1 и приподнимает колокол 2 полусферической формы, вы-
полняющий роль поплавка. Колокол нагружен пружиной 3 и
перемещает сердечник 4 дифференциально-трансформаторной пе-
редачи. Такие приборы разработаны для труб диаметром от 10
до 260 мм на расходы от 0,03—0,15 м3/ч до 200—1000 м®/ч при
давлении до 2 МПа и температуре до 120 °C.
В другом японском расходомере [31 ] подвижной элемент —•
сужающее устройство типа сопла, укрепленное внутри сильфона.
Последний выполняет роль осевой пружины и одновременно гер-
метически соединяет подводящую и отводящую часть трубы,
снаружи которой помещен индуктивный преобразователь. Его
сердечник связан с сильфоном и преобразует перемещение по-
следнего и выходной сигнал.
Для измерения расхода различных жидкостей и газов (в част-
ности, для измерения расхода масла в гидравлических системах
при давлении до 20 МПа) разработан [30] поплавково-пружинный
расходомер, показанный на рис. 135. Подвижной элемент — пор-
шень 4 нагружен пружиной 3. В середине находится неподвижный
стержень 6, профиль которого позволяет получить желаемую за-
висимость между расходом и перемещением поршня 4. Внутри
последнего находится цилиндрический магнит, вызывающий пере-
мещение цилиндрического указателя расхода 5, который располо-
жен снаружи диамагнитной трубы 2. Шкала нанесена на прозрач-
ной трубке 1 из акрила. Расходомер прост и компактен, но его
погрешность составляет ±4 %.
250
Существует несколько иная конструкция
поплавково-пружинного расходомера1. В ней
поплавок в виде подпружиненной диафрагмы
о конической наружной поверхностью пе-
ремещается вертикально внутри неподвиж-
ного седла. Жидкость проходит через отвер-
стие диафрагмы и частично через кольцевой
зазор между диафрагмой и седлом. Диа-
фрагма несет постоянный магнит, взаимо-
действующий с контактными преобразова-
телями в виде герконов, которые располо- рис. 136. Схема по-
жени снаружи. При изменении вязкости плавково-пружинного
в очень широких пределах от 1 до 760 мма/с расходомера с ниж-
и расходе не менее 0,1 л/мин погрешность ней ПРУЖИНОЙ
не более 5 % от предела шкалы. Общая
область измерения, обеспечиваемая различными поддиапазона-
ми, от 0,01 до 80 л/мин. Предельные давления от 1,2 до 40 мПа.
В Индии предложен [18] расходомер (рис. 136), в котором
шаровой поплавок 4 притянут нижней пружиной 3 к седлу, рас-
положенному в середине цилиндрической трубки 2. Жидкость
поступает в нижнюю часть трубки через штуцер 1 и приподнимает
поплавок, натягивая при этом противодействующую пружину.
Поплавок перемещается в верхней части трубки. Кольцевая
площадь проходного сечения между трубкой и шаровым поплав-
ком остается постоянной. Следовательно, расход Qo будет про-
порционален И.
Весьма редко, но встречаются поплавковые расходомеры,
у которых роль пружины выполняет гидростатическое давление
на тело, связанное с поплавком и частично погруженное в более
тяжелую жидкость. Такие расходомеры могут быть названы
поплавково-архимедовыми. Они были предложены в Индии.
Расходомеры обтекания о электромагнитным
уравновешиванием
Имеются схемы расходомеров обтекания, у которых уравнове-
шивание силы динамического давления на поплавок осуще-
ствляется электромагнитным способом. У них поплавок связан
с железным сердечником, находящимся в поле наружного соле-
ноида. Кроме того, имеется устройство (например фотосопротив-
ление и осветитель), реагирующее на перемещение поплавка
и изменяющее силу тока i в солепоиде так, чтобы обеспечить воз-
врат поплавка в исходное положение [4]. Подобные расходомеры
работают по компенсационной схеме и предназначены для изме-
1 Klaus К. Neuer Durchflussmengenmesser und Wachter nach dem Prinzip
des Federbelasteten Schwebekorpers // Messen, prufen, automatisieren. 1987. N 4,
S. 188—190.
251
рения сравнительно небольших расходов. Их называют также
расходомерами с магнитной подвеской. Сила тока i пропорцио-
нальна объемному расходу, если вес поплавка скомпенсирован
о помощью дополнительного солепоида.
Существуют и другие разновидности подобных расходомеров,
в которых фиксация местоположения поплавка осуществляется
электромагнитным способом [321; при этом не требуется фото-
элемента и осветителя.
Шариковые расходомеры обтекания
Более точно рассматриваемые приборы следовало бы назвать
расходомерами обтекания с шариком, движущимся по дуге ок-
ружности. С ними не надо смешивать приборы, в которых шарик
перемещается вертикально в цилиндрической трубке и при своем
подъеме открывает в последней отверстие для выхода измеряе-
мого вещества.
Схема устройства расходомера, в котором шарик движется
по дуге окружности, показана на рис. 137. При отсутствии дви-
жения жидкости шарик занимает крайнее нижнее положение.
По мере увеличения расхода шарик поднимается в стеклянной
трубке, имеющей форму неполного кольца. Диаметр шарика
меньше внутреннего диаметра г/т трубки, поэтому между трубкой
и шариком остается постоянная площадь серпообразной формы
для прохода жидкости.
На шарик действует гидродинамическое давление потока
F = Тшру2/ш/2 = (вТшр/ш/л2^) Qo
и вес поплавка в жидкости G = (рш— р) g, проекция которого
G sin 0 уравновешивает силу F. Следовательно, G sin 0 = F.
Откуда следует, что ____
Qo = & Zsin
где _________
k = ndT ZС/в^шРш/ш •
Таким образом, угол 0 есть мера расхода. В действительности
сила F приложена не в центре шара, а на расстоянии х от наруж-
ной стенки, которое больше4п/2
(рис. 137). В связи с этим появ-
ляется момент, обусловлива-
ющий вращение шарика по
часовой стрелке. При угле
0 > 60 °C этот момент преодо-
левает трение шарика о стен-
ку, шарик теряет устойчивость
и начинает вращаться. По-
этому угол 0 не должен пре-
восходить 60 °C. Результаты
опытов [29], проведенных при
252
четырех отношениях с/шМт = 0,1; 0,2; 0,4 и 0,6, показали, что
коэффициент сопротивления Тщ зависит от числа Re и от от-
ношения d^dy.
15.4. Расходомеры с поворотной лопастью
В трубопроводе подвешивается лопасть, на которую
воздействует гидродинамическое давление потока жидкости или
газа. Расход определяется по углу поворота лопасти или по
величине противодействующей силы, уравновешивающей давле-
ние потока в компенсационных приборах. В последнем случае
угол поворота лопасти может быть ничтожно мал.
Общая характеристика
По виду противодействующей силы расходомеры с поворотной
лопастью подразделяются на расходомеры с грузовым и с пружин-
ным уравновешиванием, а также на компенсационные с пневма-
тическим или электрическим уравновешиванием.
Достоинства их: большой диапазон измерения, доходящий до
15—20 и возможность двустороннего действия. Кроме того, они
позволяют сравнительно просто осуществить измерение больших
расходов жидкости и газов, а также веществ, имеющих высокую
температуру или обладающих агрессивными свойствами. Их дина-
мические характеристики достаточно хорошие. Время переходного
процесса (колебательного, быстро затухающего) 1,5—2 с.
Основной элемент расходомера — поворотная лопасть — даже
при постоянном расходе непрерывно вибрирует вследствие срыва
вихрей с ее тыльной стороны. Небольшая вибрация не мешает
работе. Она в ряде случаев даже может быть полезна, так как пре-
пятствует оседанию грязи и других механических примесей на
лопасти. Но при углах поворота больших, чем 60—65° и при
измерении расхода газа амплитуда вибраций может резко воз-
расти. У жидкостей (благодаря их большей вязкости) этого не
наблюдается даже при углах поворота 80—85°. В связи с этим для
газов угол поворота не должен превосходить 60°, а для жидко-
стей — 80° (тем более, что затем наступает резкое падение чув-
ствительности расходомера). В работе [13] указывается, что
начало колебаний тела обтекания возникает при числах Re =
= 800-4-1500 и достигает частоты 50 Гц при Qmax и силе гидроди-
намического давления 5—15 Н. Там же рекомендуется для умень-
шения вязкого трения заострять все кромки поворотного
диска или другого вида лопасти до 0,2—0,5 мм. При измерении
расхода нефти, содержащей смолистые вещества, грязь и парафин,
небольшие вибрации лопасти необходимы для ее самоочистки.
В этом случае нижний предел измерения надо согласовать с на-
чалом возникновения вибраций.
Для борьбы с вибрациями большой амплитуды, затрудняю-
щими измерение расхода, надо в лопасти сделать ряд отверстий
253
для выравнивания давления на ее тыльной стороне. Если лопасть
имеет прямоугольную форму, то в ней делают несколько узких
параллельных щелей или небольших отверстий. В лопасти, изго-
товленной в виде диска, рекомендуется [131 делать ряд трапе-
цеидальных отверстий, расположенных концентрически, а на-
ружный диаметр диска принимать равным 0,752), где/)—диаметр
трубопровода. Это благоприятно еще и потому, что при этом по-
стоянство коэффициента сопротивления обтекаемого тела насту-
пает при значительно меньших числах Re.
Расходомеры о поворотной лопастью,
имеющей грузовое уравновешивание
Эти расходомеры устанавливают только в горизонтальном
трубопроводе. На рис. 138 схематически показана лопасть пло-
щадью /л, повернувшаяся вокруг оси вращения на угол а под
действием гидродинамического давления потока R
R = флР^7л cos а/2 = флр(2о/л cos a/2F,
где Qo — объемный расход; F — площадь трубопровода.
При а = 0 сила R приложена в центре О площади лопасти,
но с возрастанием угла а точка приложения силы R начинает
сдвигаться к оси подвеса. Согласно работе [7] расстояние 1а =
= I (1 — 3,8- 10"3а), где а измеряется в градусах. Момент МД,
приложенный к лопасти, равен произведению плеча на проекцию
силы R на нормаль к плоскости лопасти, т. е.
Мд = R cos aZa. (100)
Противодействующий момент Мпр создается весом лопасти Ол
и в общем случае еще и весом дополнительного груза Gr, которые
приложены на расстояниях /п и Zp от оси вращения, т. е.
АТцр = GPZP) sin ос»
Из равенства моментов Мп и Мпр находим, что
Qo — k У tg a/cos a, (101)
где
Л = Г[2(Сл/л + СР/г)/ФлРМаМ
На рис. 139 пунктиром изображена кривая 1, построенная
по уравнению (101) в предположении k = const, и три эксперимен-
Рис. 138. Схема расходомера
с поворотной лопастью
тальные кривые, полученные Гудри-
том в Киевском институте газа на
трубе диаметром 123 мм. Кривая 2 по-
лучена на газе при малой прямо-
угольной площади лопасти (/л =
= 15,6 % F). Она довольно близко сов-
падаете кривой 1. Кривая 3 получена на
газе, а кривая 4 на воде при значитель-
ной площади лопасти (/л =67,4 % F).
254
Рис. 139. Зависимость между
расходом и углом поворота ло-
пасти с грузовым противодейст-
вием
Очевидно, при больших отноше-
ниях /л/F коэффициент сопротивле-
ния лопасти <рл и плечо 1а более
существенно зависит от угла пово-
рота а. Так, согласно работе [71
при /л = 71 % F коэффициент <рп
изменяется в 8—10 раз при возра-
стании а от 0 до 60°. В связи с этим
кривые 3 и 4 не так хорошо, каи
кривая 2 совпадают о теоретичес-
кой кривой 1, Далее из рис. 139
следует, что с увеличением отноше-
ния fn/F диапазон измерения воз-
растает. Если считать Qmln при угле
а — 5°, то для газа при — 15,6 %
имеем Qmax/Qmln=7, a npnfJF=67,4%
имеем Qmax/Qmn = 14. Для воды же благодаря увеличению ати
до 75—80° этот диапазон достигает даже 20 и более. Но с увеличе-
нием f;jF диапазон измерения смещается в сторону меньших рас-
ходов. Так, при f„ = 15,6 % Qmin = 85 М3/Ч, a Qmax = 601,4 м3/ч,
в то время как при /л = 67,4 % (кривая 3) Qmm = 23,2 м®/ч,
a Qmax = 324,5 м®/ч. Смещения диапазона измерения в сторону
больших расходов можно достичь также, увеличивая вес лопасти
бл или груза бг, что следует из уравнения (101).
Несколько конструкций расходомеров с поворотной лопастью
и грузовым уравновешиванием разработано в Киевском инсти-
туте газа [0131. Один из них типа ДРО-Ю предназначен для
измерения расхода газа до 250 м3/ч при давлении до 5 МПа, пода-
ваемого в подземное газохранилище и выдаваемого из него, т. е.
при двустороннем действии газохранилища. В трубе диаметром
100 мм установлена лопасть в виде полукруга. С помощью магнит-
ной муфты угол поворота оси лопасти передается сельсину, рас-
положенному снаружи трубопровода. Диапазон измерений 10 » 1.
Предельная погрешность ±2 %.
Исследованием и разработкой расходомеров с поворотной
лопастью занимались также в Одесском политехническом инсти-
туте [5, 7]. При этом было обнаружено, что если сделать в центре
тяжести лопасти отверстие, площадь которого составляет 15—
20 % от площади лопасти, то уменьшаются вибрации и градуи-
ровочная характеристика становится более линейной.
Простота устройства расходомеров с поворотной лопастью
позволяет создавать их даже самими потребителями и применять
в различных практических случаях, в частности для измерения
расхода сточных вод, содержащих крупные механические при-
меси [1 ].
Расходомеры с поворотной лопастью нередко применяют в ка-
честве сигнализаторов или индикаторов расхода. Таким является
прибор типа РПВ-2 завода <Киевприбор», имеющий поворот-
255
ную лопасть квадратной формы (100x100 мм) и работающий при
небольшом избыточном давлении 100 мм вод. ст (1000 Па). Он слу-
жит для замыкания сигнальной цепи при достижении заданной
скорости воздуха (в пределах 4—10 м/с) посредством поворота
рычага ртутного выключателя.
Расходомеры о поворотной лопастью,
имеющей пружинное уравновешивание
Эти расходомеры могут устанавливаться как на горизонталь-
ных, так и на вертикальных трубопроводах. У них поворотная
лопасть либо укреплена на конце торсионной трубки, создающей
при своей закрутке противодействующий момент Л1пр, либо свя-
зана с винтовой, спиральной или другого рода противодействую-
щей пружиной.
Момент Л4Д действует со стороны потока на лопасть и опреде-
ляется уравнением (100), а момент Ма противодействует ему.
В общем случае, когда лопасть установлена на горизонтальной
трубе и к моменту Л4пр, создаваемому пружиной, присоединяется
еще момент от веса 6Л лопасти, момент
= sin cl -J- Л4лр.
Из равенства моментов Л!д и Ми получим
Qo = F [2 (Ол(п tg a/cos а + Mnp/cos2 а)/(<рлр/л/а)]0-5.
В большинстве случаев моментом от веса лопасти можно пре-
небречь, тогда имеем
Qo = fli(Mnp/cos2a)°.5, (102)
где т = F
Как правило Л4пр = са, где о — жесткость пружины на за-
кручивание; тогда
Qo = яг (ca/cos2 a)0-5. (103)
Если усложнить зависимость между моментом ЛГпр, созда-
ваемым пружиной, и углом а, то можно приблизиться к получе-
нию линейной зависимости между расходом Qo и углом а. Так,
в общем случае для этого надо между Л4пр и а иметь зависимость
МПр = cos2 a,
где k = const.
В работе [171 реализован другой сравнительно простой способ
линеаризации шкалы прибора. Для этого к поводку длиною
8,3 см, сидящему жестко на оси поворотной лопасти, прикреп-
ляется винтовая пружина с первоначальным натягом 8 Н и дли-
ною 10 см, имеющая жесткость с = 10 Н/см. Подобное устройство
применено в приборе, разработанном Донецким политехническим
институтом, для измерения в трубах диаметром 100 мм расхода
(80 м3/ч) загрязненной воды в шахтах. Поворотная лопасть —
256
4 3 2 1
Рис. 140. Схема расходомера с пово-
ротной лопастью и пружинным про-
тиводействием
диск диаметром 50 мм и толщи-
ной 2 мм. Полный угол поворо-
та 70°.
На рис. 140 показана схе-
ма прибора [13] ДР-21 для
измерения расхода нефти и
нефтепродуктов в трубах диа-
метром 100 мм. Поворотная
лопасть в виде перфорирован-
ного диска 5, имеющего диа-
метр, составляющий 0,75 от
диаметра трубопровода, укреп-
лена на оси 3, жестко связанной с концами двух торсионов 2 и 4,
которые предварительно закручены в противоположные стороны
на некоторый угол для температурной и гистерезисной компен-
сации. Центральный стержень 6 вызывает при закрутке торсиона 2
поворот ротора 1 дистанционной передачи показаний. Для пово-
ротных лопастей, связанных с торсионами, характерен очень
малый угол поворота, обычно находящийся в пределах 1°. После
5000 ч работы не наблюдалось оседания парафина и механических
примесей на поворотном диске. Погрешность измерения на нефти
±2,5 %, на однородной жидкости ±1 %. Поворотный диск с не-
большим отверстием в середине, укрепленный на конце торсион-
ной трубки, был применен также в приборе для измерения в трубе
диаметром 20 мм расхода воды и пароводяных эмульсий при тем-
пературе до 350 °C.
Оригинальная поворотная лопасть в виде диска, плоскость
которого параллельна оси трубы, была применена в приборе для
измерения расхода глинистого раствора.
В Одесском политехническом институте для труб большого
диаметра (>200 мм) разработан расходомер, поворотная лопасть
которого выполнена в виде стержня, имеющего круглое, квадрат-
ное или треугольное сечение. Диаметр стержня d не более 0,060,
где О — диаметр трубопровода. Подобный стержень создает
очень малое гидравлическое сопротивление. Полный ход противо-
действующей пружины и связанного с ним сердечника индуктив-
ной катушки не более 3 мм. Имеется вариант с противодей-
ствующей плоской пружиной, снабженной тензопреобразова-
телем.
Особую группу приборов представляют расходомеры, у кото-
рых верхний конец лопасти жестко закреплен. Такая лопасть
под действием динамического давления потока не поворачивается,
а работает на изгиб. При этом противодействующий момент обра-
зуется силами упругости лопасти. Так, в Канаде для измерения
расхода жидкости тепловых сетях разработан расходомер обте-
кания [20], преобразователь которого состоит из работающей
на изгиб тонкой стальной пластинки (толщиной 0,05—0,1 мм);
один конец пластинки закреплен в стенке трубопровода. Тензо-
9 П. П. Кремлевский 257
резистор, укрепленный на пластинке, преобразует механическое
напряжение у ее закрепленного конца в выходной сигнал. При-
веденная погрешность не превышает ±1 %.
Компенсационные расходомеры
с поворотной лопастью
На рис. 141 приведена схема прибора ДРП-1, разработанного
в Воронежском филиале ОКБ автоматики. Лопасть 1 дисковой
формы укреплена на конце силового рычага 5, уплотненного
сильфоном 2. При повороте рычага 5 против часовой стрелки
вокруг упругой опоры 3 заслонка 6 приближается к соплу 7.
Давление воздуха между дросселем 8 и соплом 7 возрастает и,
проходя через пневмоусилитель 9, воздействует на сильфон 10
обратной связи. Это усилие через рычаг И и тягу 4 создает на
силовом рычаге 5 уравновешивающий момент. При этом лопасть 1
практически не меняет своего положения. Давление воздуха р
в сильфоне — выходной сигнал прибора, соответствующий
формуле
(2 = ^(/с/Л/Мз)0’5р0’5.
где k — F У2/У (ppfa-, fc — эффективная площадь сильфона.
Диск 1 устанавливается в вертикальных трубах диаметром
100 мм при направлении потока снизу вверх. Допустимы: давле-
ние до 1 МПа, температура до 100 °C; погрешность ±1 %. Диа-
пазон как измеряемых веществ, так и расходов весьма значителен.
Возможно измерение расхода жидкостей с плотностью от 600 до
1200 кг/м3 и газов с плотностью от 0,6 до 1,8 кг/м3, при вязкости
от 1,5-10-4 до 50-10~4 Па. с. При перемещении тяги 4, изменяющей
соотношение плеч /2 и /3, а также при смене лопастных дисков,
имеющих диаметры 75, 87, 96 и 98 мм, максимальные расходы
могут быть: 0,8; 0,16; 0,25; 0,32; 0,4; 0,63; 1; 1,6; 2,5; 4; 6,3; 10
и 16 м3/ч для воды и 10; 16; 25; 40; 63; 100 и 160 м3/ч для воздуха.
Испытания двух расходомеров ДРП-1 во ВНИИМ подтвердили
Рис. 141. Схема расходомера с поворотной
лопастью и пневматической компенсацией
их хорошие метрологи-
ческие характеристики.
Средняя квадратическая
погрешность не превыси-
ла 0,5 %.
Расходомеры с пово-
ротной лопастью и пневма-
тической компенсацией с
успехом применяются для
измерения расхода жид-
костей, особые свойства
которых затрудняют при-
менение других приборов.
Они применяются для
258
измерения расхода отработанной серной кислоты; суспензий,
имеющих высокую концентрацию твердой фазы [11]; водного
раствора карбамида, который может кристаллизоваться [15],
и во многих других случаях. Подобные приборы нередко соз-
даются эксплуатационниками на базе имеющихся пневмопре-
образователей (например, дифманометра ДМПК-100 или другого
типа). Поворотная лопасть выполняется обычно в виде диска,
связанного с силовым рычагом пневмопреобразователя.
Известны [34 ] расходомеры с поворотной лопастью и электро-
магнитной силовой компенсацией. Поворот диска, воспринимаю-
щего динамическое давление потока, преобразуется дифферен-
циально-трансформаторной системой в сигнал, который управ-
ляет силой тока в обмотке электромагнита. Последний располо-
жен снаружи трубы и создает силовую компенсацию на конце
двуплечевого рычага, с другим концом которого связан диск. Сила
тока в электромагните, возвращающая диск в исходное положе-
ние, пропорциональна расходу жидкости. В другом более ком-
пактном варианте электромагнитное компенсирующее устройство
расположено внутри трубы сзади диска.
Глава 16. ТУРБИННЫЕ, ШАРИКОВЫЕ
И РОТОРНО-ШАРОВЫЕ ТАХОМЕТРИЧЕСКИЕ
РАСХОДОМЕРЫ И СЧЕТЧИКИ
16.1. Общая характеристика
тахометрических расходомеров и счетчиков
Тахометрическими называются расходомеры и счет-
чики, имеющие подвижной, обычно вращающийся элемент, ско-
рость движения которого пропорциональна объемному расходу.
Они подразделяются на турбинные, шариковые, роторно-шаровые
и камерные.
Измеряя скорость движения подвижного элемента, получаем
расходомер, а измеряя общее число оборотов (или ходов) его —
счетчик количества (объем или массу) прошедшего вещества.
Счетчики воды и газа давно получили широкое распространение,
так как для этого надо лишь соединить вал турбинки или другого
преобразователя расхода через зубчатый редуктор со счетным
механизмом. Для создания же тахометрического расходомера
скорость движения элемента надо предварительно преобразовать
в сигнал, пропорциональный расходу и удобный для измерения.
В этом случае необходим двухступенчатый преобразователь рас-
хода. Его первая ступень — турбинка, шарик или другой эле-
мент, скорость движения которого пропорциональна объемному
расходу, а вторая ступень — тахометрический преобразователь,
9* 259
вырабатывающий измерительный сигнал, обычно частоту элек-
трических импульсов, пропорциональную скорости движения
тела. Здесь измерительным прибором будет электрический часто-
томер: цифровой или аналоговый. Если его дополнить счетчиком
электрических импульсов, то получим наряду с измерением рас-
хода также и измерение количества прошедшего вещества. Тахо-
метрические расходомеры появились значительно позже унемя-
нутых~ранее счетчиков количества жидкости и газа и не получили
еще столь широкого распространения. Их существенные достоин-
ства — быстродействие, высокая точность и большой диапазон
измерения. Так, если погрешность турбинных счетчиков воды
(ось которых через редуктор связана со счетным механизмом)
равна ±2 %, то у измерителей количества, имеющих тахоме-
трический преобразователь, эта погрешность снижается до ±0,5 %.
Причина в том, что этот преобразователь почти не нагружает
ось турбинки в отличие от редуктора и счетного механизма.
Погрешность же турбинного расходомера от 0,5 до 1,5 % в за-
висимости от точности примененного частотомера.
Турбинные тахометрические расходомеры и счетчики коли-
чества могут изготовляться для труб диаметром от 4 до 750 мм
[481, для давлений до 250 МПа [431 и температур от —240 до
4-700 °C [66]. У нас турбинные приборы применяются преимуще-
ственно для измерения расхода и количества воды, различных
нефтепродуктов и других жидкостей. На Ивано-Франковском
заводе начато их производство и для измерения расхода газа.
.Основной недостаток турбинных расходомеров — изнашивание
опор и поэтому они непригодны для веществ, содержащих механи-
ческие примеси. Кроме того, с увеличением вязкости вещества
диапазон линейной характеристики уменьшается, что исключает
их применение для очень вязких веществ. Но смазывающая спо-
собность измеряемого вещества желательна для турбинных рас-
ходомеров. Это делает их более пригодными для жидкостей, чем
для газов.
Иногда для измерения расхода в трубах большого диаметра
применяют маленькие турбинки, занимающие небольшую часть
площади сечения трубы. С помощью реечной штанги они вводятся
в центр или другую точку сечения потока. Погрешность измерения
расхода ориентировочно ±5 % [61 ].
Шариковые расходомеры появились позднее турбинных. Они
служат для измерения расхода жидкостей, главным образом воды,
в трубах диаметром до 150—200 мм. Их важное достоинство —
возможность работы на загрязненных средах.
Роторно-шаровые расходомеры появились сравнительно не-
давно и пока не получили широкого применения.
Камерные приборы как счетчики жидкости и газа наряду
с турбинными применяются очень давно. Ранее их называли объ-
емными приборами. Они отличаются большим разнообразием
подвижных элементов, дающих наименование разновидностям
260
этих приборов: роторные, поршневые, дисковые, с овальными ше-
стернями, лопастные, винтовые и т. д. По сравнению с турбин-
ными и шариковыми счетчиками количества они могут обеспечить
большую точность и больший диапазон измерения. Так, несмотря
на связь вала подвижного элемента с редуктором и счетным меха-
низмом погрешность у некоторых из них составляет всего ±(0,2±
±0,5) %. Кроме того, камерные счетчики пригодны для измере-
ния количества жидкости практически любой вязкости, в том числе
и очень большой. Но они чувствительны к загрязнениям и меха-
ническим примесям. В подавляющем большинстве камерные при-
боры изготовляются без тахометрических преобразователей и
поэтому применяются только для измерения количества, а не
расхода.
При необходимости иметь результаты измерения турбинными,
шариковыми и камерными приборами в единицах массы их до-
полняют устройствами, корректирующими показания в зависи-
мости от плотности измеряемого вещества или только от темпера-
туры — для жидкостей.
16.2. Критерии подобия у турбинных
расходомеров
Турбинные преобразователи расхода могут быть
с аксиальной и с тангенциальной турбинкой. У первых лопасти
расположены по винтовой линии, а ось совпадает с осью потока.
У вторых ось перпендикулярна к направлению потока, а прямые
лопасти расположены радиально по отношению к оси. Аксиальные
турбинки встречаются чаще, чем тангенциальные. Последние при-
меняют лишь при небольших диаметрах труб, обычно до 50 ttrt.
Теория аксиальной турбинки рассматривается во многих работах
[7, 8, 10, 15, 34, 41, 45, 50, 64].
Зависимость числа оборотов п в единицу времени от объемного
расхода Qo у аксиальной турбинки выражается в общем виде
уравнением
п = <р (Qo, v, р, Л4С, D, dH, d3, z, I, H),
где vnp — кинематическая вязкость и плотность измеряемой
жидкости; Мс — момент сопротивления тахометрического пре-
образователя; D — диаметр трубопровода; dB и dB — наружный
и внутренний диаметры лопастей турбинки; z — число, а I —
осевая длина лопастей; Н — шаг лопастей по винтовой линии.
На основании л-теоремы подобия предыдущее уравнение мо-
жет быть выражено в критериальной форме с помощью критериев
подобия Л1 = nD3/Q0; лг = Qo/vD; лз = McD/pQ£; л< = d3/D\
яб = d3/D\ лв = z; л7 = 1/D; л8 = H/D\ nD3/Q0 = f (Qo/vD-,
AfcD/pQ^; dB/D, d3/D, z, l/D, H/D).
Для тангенциальной турбинки критерий Н/D будет отсут-
ствовать, а I будет обозначать высоту лопастей.
261
Рис. 142. Зависимость между критериями nD^IQ и Re (а) и nD*lv и Re (б) для
турбинки с D = 25 мм
Для конкретной турбинки все критерии, кроме л1г ла и я3,
будут постоянными. Поэтому отношение n/Q0, входящее в кри-
терий Лх и являющееся основной характеристикой расходомера,
будет зависеть только от числа Re = л2 и от критерия McD/pQo-
Последний же может иметь практическое значение лишь вначале
шкалы, так как с увеличением расхода Qo он резко убывает, не
говоря о том, что момент сопротивления Мо обычно очень мал.
Поэтому характеристика расходомера определяется главным об-
разом числом Рейнольдса. Это хорошо иллюстрируют рис. 142, а
и 142, б. На первом из них построена кривая зависимости nD3IQ.o
от Re, а на втором —nD^/v от Re, полученные [50] при испытании
аксиальной турбинки, имевшей D = 25 мм, на жидкостях раз-
личных вязкостей от 6-10'® до 7-Ю"4 м2/с.
Из графиков следует, что при средних и больших значениях Re
отношение n/Q0 сохраняет практически постоянное значение и
шкала расходомера имеет почти линейный характер. Диапазон
измерения 0m,v/0mln с линейной градуировкой, не зависящей
от свойств (вязкости и плотности) вещества, возрастает от 5—10
при малых диаметрах труб и малых скоростях до 15—20 при боль-
ших скоростях и больших диаметрах. С уменьшением значения Re
при переходе от турбулентного к ламинарному движению начи-
нает все сильнее сказываться влияние вязкости, и относительная
скорость вращения турбинки n/Q0 падает, градуировка становится
нелинейной. Этому способствует и усиление влияния момента
сопротивления Мс. Часто в переходной зоне от турбулентного
к ламинарному движению вначале наблюдается даже некоторое
повышение n/Q0, и на соответствующей кривой в данном месте
образуется максимум.
Нарушение линейности характеристики в некоторых случаях
имеет место не только в области малых, но и в области больших
значений Re.
262
16.3. Уравнение измерения
для аксиальной турбинки
На рис. 143 показана схема скоростей жидкости на
входе и выходе аксиальной турбинки, имеющей на некотором
радиусе окружную скорость U. Очевидно, для достижения без-
ударного входа потока на лопасти надо, чтобы их угол наклона <р
возрастал с уменьшением значения г.
В идеальном случае при отсутствии сопротивления вращению
турбинки абсолютная скорость на выходе с2 равна скорости
и, как и последняя, перпендикулярна к оси турбинки, а отно-
сительная скорость не только на входе но и на выходе
будет совпадать с направлением лопасти, углы Pi = 02 = <р-
При этом получим зависимость между расходом Qo и идеальной
угловой скоростью соа вращения турбинки в виде
Q0/s = U tg <р = a>Br tg <р,
где s — площадь поперечного сечения потока. Откуда
<оа = Q0/rs tg ф.
Угловая скорость со вращения реальной турбинки на 2—5 %
меньше идеальной <он из-за действия сил сопротивления и поэтому
скорости на выходе с2 и ш2 отклоняются в сторону, противополож-
ную вращению турбинки (а2 > аг и Р2 > Pi).
Разницу между соа и со можно оценивать [101 величиной
S„ = (<он — со)/соа, (104)
называемой скольжением турбинки относительно потока.
Из предыдущих двух уравнений получим, что со = Qo (1 —
— SH) $r tg ф. Отсюда следует, что со пропорционально Qo при
условии постоянства скольжения SK.
Более развернутую зависимость между со и Qo можно полу-
чить из уравнения движения турбинки
J dv/dt = Мд — £ Мс. (105)
Здесь J — момент инерции турбинки с учетом присоединенной
к ней массы потока; Л4Д — движущий момент; £ Мс — сум-
ма моментов сопротивления
Л4С = Мв + М, + Мп,
где Мв, Мц и Л4П — моменты
сил вязкого трения, сил тре-
ния в подшипниках и сопро-
тивления тахометрического
преобразователя (или редук-
тора) соответственно.
При dta/dt = 0 получим
уравнение измерения тур-
бинного расходомера
Мп = Л4В + Mv + MD.
иа входе и вы-
турбинки
Рис. 143. Схема скоростей
ходе аксиальной
263
Движущий момент Мя равен изменению момента количества
движения массы, равной секундному расходу потока pQp. Эле-
ментарный момент
dM„ — (Ci cos di — с2 cos а2) гр dQ0.
Но
cos a,i - 0; с2 cos = w2 cos 02 — и — cx/tg 02 — <ог.
Следовательно,
dMn = (Ci/tg — cor) rp dQ0.
Здесь Cj = feQ0/s; dQ0 = cx ds = kQods/s, где k — коэффициент,
учитывающий неравномерность распределения скоростей по про-
точной части.
Подставляя эти значения сх и dQ0 в предыдущее уравнение,
заменяя в нем tg р2 на ход или шаг Н лопастей и учитывая что
tg р2 = £ tg <р == %Н/2яг, где £ — коэффициент, зависящий от
радиуса г, получим
dMn = [(2nk/^,sH) Qo — <»Q0] (pkr2/s) ds.
Интегрируя по сечению s, найдем
/Ид = aiQi — a2a>Qo,
где ax = (2лр/$*Я) j (Лг2г2/В) ds; = (p/s) J kr2 ds.
s s
Основная часть момента Мв образуется силами вязкого тре-
ния жидкости о проточную часть турбинки. Эта часть момента Мв
пропорциональна cpQl, где с — коэффициент вязкого трения.
Кроме того, небольшая часть момента /Ив, пропорциональная
угловой скорости со, создается трением жидкости о ступицу
турбинки. Поэтому имеем
Мв = азСо + <*4(0,
где о, и а4 — постоянные, зависящие от размеров и конструкции
турбинки, а также плотности и вязкости жидкости.
Момент треиия в упорном подшипнике, пропорциональный
pQo, составляет основную часть момента Мт. Значительно меньше
составляющая Л4Т от трения в опорных подшипниках, определяе-
мая нагрузкой и не зависящая от значений со и Qo. Следовательно,
Мт = asQl + Де,
где а6 и о, — постоянные.
Момент Мп в современных турбинных расходомерах очень
мал и определяется лишь реакцией тахометрического (например,
индукционного) преобразователя. Он имеет в большинстве слу-
чаев вид
Мп = а,(л,
где а, — постоянная.
Если же турбинка механически связана с редуктором и далее
со счетным или другим механизмом, то момент Мп будет много
больше.
264
Подставляя полученные значения моментов Л4Д, Мв, Мг
и Л4П в уравнение измерения и решая его относительно а>, получим
© = Л(?о - (в + с), (106)
где A =(ai — а3 — а5)/а2; В = (ai — а3 — as) (ае + a7)/a| [1 ±
+ (ae 4- a^/a^Qo]; С = a^ae/(a2Q0 + at + a7). Формулы, дающие
зависимости постоянных a3, a4, a5 и ae от параметров жидкости
и конструктивных размеров приведены в работах [7, 101.
При условии постоянства значений А, В и С уравнение изме-
рения (106) выражает прямую линию, пересекающую ось Qo
на расстоянии (В + С)1А от нулевой точки под углом, тангенс
которого равен А. В действительности величины А, В и С зависят
от Qo- Влияние величин В и С, зависящих от трения о торец
ступицы, от трения в опорном подшипнике и реакции тахометри-
ческого преобразователя сравнительно невелико. Поэтому сохра-
нение пропорциональности между © и Qo будет зависеть от по-
стоянства А, которое определяется постоянством значений аъ а2, а3
и аБ. Из них первые два зависят от плотности р и эпюры скоростей,
а вторые — от сил вязкостного трения, с изменением которого
будут изменяться значения не только Оз, но и а5, так как осевая
сила, создающая трение в упорном подшипнике, в значительной
мере возникает под давлением жидкостного трения о лопасти
турбинки. Более подробный анализ всех моментов сопротивления
дан в работе [81.
16.4. Влияние вязкости и способы ее компенсации
Возможны три режима движения жидкости в проточ-
ной части турбинки: ламинарный, переходный и турбулентный.
Основной диапазон работы соответствует турбулентному режиму.
Здесь, в автомодельной области между © и Qo сохраняется (в пре-
делах ±0,5 %) пропорциональность при условии постоянства
вязкости измеряемой жидкости. Переход на более вязкую
жидкость вызывает иногда небольшое увеличение отношения
©/Qo и уменьшение области постоянства ©/Qo, так как пере-
ходный режим от турбулентного к ламинарному наступает при
больших расходах QOn. Сказанное иллюстрирует рис. 144, где по
данным работы [70] на оси абсцисс отложена частота f им-
пульсов, пропорциональная ©, а на оси ординат — отношение
//Qo (/—v=2 • 10-6м2/с; 2—v==5 • 10“6м2/с; 3— v=14 • 10-6м2/с).
Возрастание Qon прямо пропорционально увеличению вяз-
кости, что обусловлено неизменностью критического числа Рей-
нольдса. Возрастание же ©/Qo с увеличением вязкости проис-
ходит не всегда (см. кривые 2 и 3 на рис. 144) и объясняется
рядом причин, среди которых толщина пограничного слоя и
характер профиля скоростей в проточной части преобразователя.
265
Степень возрастания зави-
сит от конструкции турбин-
ного преобразователя.Оиа
снижается с уменьшением
высоты лопастей и умень-
шением угла их подъема
(хода лопастей). Так, по
данным [361, прн пере-
ходе от воды к маслу, вяз-
кость которого в 25 раз
больше, наблюдалось воз-
растание со/Qo на 8,6 %
у турбинки, имевшей на-
ружный и внутренний
диаметры лопастей 30 и
8 мм соответственно и
Рнс. 144. Влияние вязкости на линейность
характеристики турбинного расходомера
средний угол их подъема 63° 30'. У аналогичной турбинки,
но с углом подъема 45° возрастание co/Q0 было лишь на 4,8 %.
У турбинки же с укороченными лопастями (внутренний диа-
метр 15 мм) и углом подъема 40° 30' возрастание <o/Qo снизи-
лось до 1 %. Влияние вязкости как на a>/Q0, так и на Qon, умень-
шается с увеличением диаметра турбинки [491. Эффективное
средство для уменьшения QOn — установка перед турбинкой сетки
или другого устройства, турбулизующего поток.
Некоторое возрастания отношения co/Q0 происходит в пере-
ходной области от турбулентного к ламинарному режиму (см. кри-
вую 1 на рис. 144). При этом на кривой образуется горб
с последующим падением co/Q0, причем темп снижения co/Q0
по мере уменьшения Qo все возрастает, пока не достигнет
постоянного значения в области ламинарного режима. Причи-
нами появления горба иа кривой co/Q0 могут быть как
заострение профиля скоростей, так и увеличение толщины по-
граничного слоя, сопровождающееся уменьшением живого сече-
ния проточной части и возрастанием скорости в ней. Подобный
горб возникает не всегда, а лишь при некотором соотношении
профиля проточной части и вязкости жидкости. Так, уменьшение
зазора между лопатками и стенкой трубы и увеличение густоты
решетки профиля (отношение хорды лопаток к их шагу) способ-
ствует возрастанию горба [8].
Для компенсации вредного влияния названных причин су-
ществует много средств, способствующих стабилизации отношения
(o/Q0 и, следовательно, возрастанию диапазона измерения рас-
ходомера. Так, фирма «Роквелл» применяет [52, 53] для этой
цели (рис. 145) ротор 4, укрепленный на оси 5 турбинки 6 и на-
ходящийся в камере 3, заключенной в переднем обтекателе 1.
По трубке 2 в камеру 3 непрерывно поступает хорошо профиль-
трованная измеряемая жидкость. При увеличении ее вязкости
266
Рис. 145. Турбинный пре-
образователь с роторным ком-
пенсатором вязкости
увеличивается сопротивление вращению ротора, что и предот-
вращает повышение co/Q0 в переходной области. Магнитная муфта 7
передает вращение турбинки оси 9, связанной с местным счетным
механизмом. Кроме того, имеется тахометрический преобразова-
тель 8 для дистанционной передачи. Применение роторного ком-
пенсатора позволило существенно увеличить область линейной
характеристики расходомера (кривая 2 вместо кривой 1 на
рис. 146).
Этого же можно [13] достичь целенаправленным измене-
нием площади пограничного слоя, сопровождающимся измене-
нием площади живого сечения проточной части. Так, путем вве-
дения в проточную часть тангенциальной турбинки пластинки
надлежащей высоты h = 1,5 мм достигнуто (рис. 147) значитель-
ное удлинение области линейной характеристики. При отсутствии
пластины (h — 0) происходит уменьшение относительного числа
оборотов n/Q0 турбинки с уменьшением Qo, а при высоте h =
~ 3 мм — наоборот, рост n/Q0. В работе [5] для этой же цели
предложено перед аксиальной турбинкой устанавливать допол-
нительную турбинку с таким же числом лопастей, но меньшей
ширины, которые образуют для прохода жидкости щель толщиной
1 мм между ними и выпуклым профилем лопастей основной тур-
бинки.
Регулировать площадь живого сечения, а следовательно, и
скорость потока можно также организацией обводного пути для
Рис. 146г Влияние роторного компен-
сатора вязкости на линейность харак-
теристики:
/ — без компенсатора; 2 — с компенсато-
ром (ft, кл и feT— постоянные в уравнениях
аппроксимирующих кривых ft —
(для ламинарной области) и k + tT/Re (для
турбулентной области)), жидкости имели
вяэность 10“* и 2,5-10“* м’/с
267
Рис, 147. Влияние периметра пограничного слоя на линейность характеристики
расходомера с тангенциальной турбинкой
части потока или же изменением зазора между турбинкой и кор-
пусом. Этот способ был применен в турбинке диаметром 6 мм
[13]. Регулировочная игла в обводном канале позволяла уста-
навливать необходимую долю ответвляемого потока. Другой
способ (рис. 147) был испытан тоже на маленьких турбинках
(DT = 4-гб мм). При увеличении зазора до (0,0254-0,07) DT
достигалось постоянство отношения n/Q0. При меньших зазорах
n/Qo возрастало с уменьшением Qo> а при больших — падало.
В работе [40] предлагается поддерживать постоянство живого
сечения потока установкой на ступице турбинки между лопа-
стями, несколько впереди их, радиальных цилиндрических спиц,
за которыми возникает кильватерное течение. Скорость послед-
него много меньше скорости остального потока. По мере уменьше-
ния расхода уменьшается и длина зоны с кильватерным течением.
Это увеличивает площадь активного потока, что компенсирует ее
уменьшение от воздействия толщины пограничного слоя.
Ряд рекомендаций по улучшению линейной характеристики
турбинных преобразователей путем рационализации их конструк-
ции содержится в работе [8].
Но наибольшее расширение зоны линейной характеристики,
как отмечено в работе [2], может быть достигнуто лишь с помощью
турбулизации потока, обеспечивающей выравнивание поля ско-
ростей в проточной части, например, с помощью турбулизатора,
установленного перед турбинкой. Эффективен [2] турбулизатор,
состоящий из параллельного ряда зубцов, развернутых по винто-
вой линии. Применяют также конфузорный эффект сужений потока
перед турбинкой, а также в зоне ее расположения путем соответ-
ствующего выполнения проточной части корпуса [16, 40] или
даже межлопаточных каналов. В работе [55] для турбулизации
потока рекомендуется применять неподвижные плоские направ-
ляющие лопатки с короткими чехлами на входных кромках.
В турбинных преобразователях расходомеров «Тургае» (см.
далее рис. 158) для турбулизации потока перед турбинкой уста-
навливается кольцо.
268
Другой путь турбулизации потока — установка перед тур-
бинкой с зазором 0,5—3,0 мм неподвижных направляющих лопа-
ток под углом 45—50° к оси трубы. Здесь турбинка может иметь
как винтовые [14, 32], так и прямые [33] лопасти. При этом
уменьшается влияние вязкости и местных сопротивлений, а также
возрастает крутящий момент.
16.5. Указания по эксплуатации турбинных
преобразователей
Аксиальные турбинки весьма чувствительны к на-
правлению движения потока, поэтому в большинстве случаев
на входе, а иногда и на выходе в их конструкции предусматри-
ваются неподвижные лопатки, направляющие поток параллельно
оси трубы. Изменением угла наклона хотя бы одной из этих
лопаток можно воздействовать на частоту вращения турбинки.
Несмотря на присутствие струевыпрямителей, турбинные рас-
ходомеры нельзя устанавливать рядом с местными сопротивле-
ниями.
В работе [3] приводятся результаты исследования влияния
местных сопротивлений на входе на показания ряда турбинных
преобразователей расхода. Наибольшее влияние оказывают мест-
ные сопротивления, создающие сильное одностороннее пережатие
потока, а также сопротивления, вызывающие винтовое движение.
Тем не менее, прямой участок трубы между местным сопротивле-
нием и турбинным преобразователем, равный всего 10D, в боль-
шинстве случаев оказывается достаточным для снижения влияния
местного сопротивления до пренебрежимо малого значения. При-
менение мелкоячеистых сеток и других типов турбулизаторов
[2, 3] на входе перед турбинным преобразователем оказывается
также весьма эффективным для устранения деформаций потока,
вызываемых местными сопротивлениями.
Изменение пространственной ориентации (вертикальная или
горизонтальная установка) изменяет условия работы подшипни-
ков и поэтому может оказать влияние на градуировочную зависи-
мость, особенно при малых расходах, как это видно из результатов
испытаний, приведенных в работе [62]. Вместе с тем, в работе
[10] указывается, что большинство конструкций турбинных
расходомеров малочувствительны к изменению пространственной
ориентации.
Большое значение не только для стабильности статической
характеристики турбинного преобразователя расхода, но и для
обеспечения длительного срока его службы имеет надежная ра-
бота опор. Условия их работы весьма тяжелые — высокая частота
вращения турбинок, доходящая до нескольких сотен оборотов
в секунду, и отсутствие в большинстве случаев подачи смазки
к подшипникам. Поэтому смазывающая способность измеряемого
вещества весьма желательна. Но у сухих газов и кислот она пол-
269
ностью отсутствует. Изменение смазывающей способности изме-
ряемой жидкости может оказывать влияние на характеристику
расходомера. Так, при переходе от воды к керосину (вязкости их
близки друг к другу) наблюдалось возрастание частоты вращения
турбинки, особенно это проявлялось в переходной зоне при
уменьшении расхода.
Механические примеси недопустимы. Испытания показали,
что при работе на мазуте подшипники турбинных расходомеров
РВН быстро выходили из строя. Если момент трения в подшипни-
ках составляет небольшую часть от общего момента сопротивле-
ния, то замену износившихся подшипников можно делать даже
без переградуировки расходомера [24 ]. Но если момент трения
существен, то постепенное изнашивание подшипников будет
влиять на показания. В этих случаях необходимо проводить пе-
риодическую проверку градуировки расходомера.
Изменение температуры и давления, сопровождающееся изме-
нением плотности и вязкости измеряемого вещества, будет влиять
на градуировочную характеристику, главным образом у газов.
Так, изменение плотности вызывает изменение движущего мо-
мента и сказывается на показаниях расходомера, особенно при
малых числах Re [56]. С уменьшением плотности уменьшается
частота вращения турбинки и возрастает порог чувствительности
приблизительно обратно пропорционально квадратному корню
из отношения плотностей. Так, при испытании одного преобразо-
вателя его показания на гелии по сравнению с показаниями на
воздухе снизились при Qmax на 2,5 %, а при 20 % Qmax даже на 7 %.
16.6. Выбор основных параметров
аксиальных турбинок
К числу основных параметров аксиальной турбинки
относятся: число лопастей г, их высота h, толщина 6 и длина I
в направлении оси турбинки, угол <р, образуемый лопастями
с плоскостью, перпендикулярной к оси турбинки, и зазор ha
между корпусом и турбинкой.
Высота лопастей h = 0,5 (£>в — DH), где DB и DH — верхний
и нижний диаметры турбинки соответственно. Высота h должна
быть небольшой, чтобы избежать неблагоприятного влияния не-
постоянства углов атаки, различия осевых угловых скоростей и
явлений, связанных с центробежными силами. При небольших
диаметрах трубопровода высота h не может быть большой. Здесь
лопатки укрепляют непосредственно на ступице (см. далее
рис. 150, а), диаметр которой DCT при DB = 10 мм обычно равен
0,5DB. Тогда h — 0,5 (DB — 0,5DB) = 0,25DB. При значитель-
ных же диаметрах DB лопатки приходится укреплять на ободе
(см. рис. 150, б), диаметр которого достигает (0,84-0,85) DB.
При этом h = 0,5 (DB — 0,8DB) = 0,lDB.
270
Момент сопротивления Л4В и момент инерции турбинки воз-
растают с увеличением числа z лопастей. Но при слишком ма-
лом z возможно уменьшение движущего момента Л4Д вследствие
недостаточного взаимодействия части струй потока с лопатками.
В работе [101 рекомендуется выбирать z так, чтобы расстояние
между лопастями, или иначе, шаг Н лопастей на верхнем диа-
метре DB был не менее высоты h лопастей. Полагая Н = h, полу-
чим уравнение z = nDB/h для определения г. Учитывая, что h
лежит в пределах (0,25-4-0,1) DB, найдем, что с увеличением DB
число лопастей z возрастает от 12 до 30. На практике ограничи-
ваются меньшим числом лопастей — от 4 до 24. При выборе z
надо помнить, что моменты Мя и Мв зависят не просто от г, а от
произведения zl, поэтому при уменьшении I надо увеличивать г
и наоборот. От значения I зависят густота решетки т = l/H sin <р
и шаговое перекрытие рш = l/H tg <р. С увеличением I возрастают
значения как т, так и рш. Оптимальные значения т и рш, при ко-
торых скольжение, вызываемое моментом Мв, минимально, при-
ведены согласно [101 на рис. 148. С учетом других моментов со-
противления — Л1т и Л4П значения т и рш, приведенные на
рис. 148, следует несколько увеличить.
Осевая длина лопастей I обычно постоянна по высоте, но как
показали опыты [35] с турбинкой, имевшей DB = 100 мм, умень-
шение I с увеличением радиуса г при условии lr = const увели-
чивает область линейной характеристики в сторону малых чи-
сел Re. Толщина 6 лопастей должна быть минимальной. Для ло-
пастей из стали и алюминиевых сплавов 6 составляет 0,8; 1,0 и
2,0 мм для D менее 50 мм, от 50 до 150 мм и свыше 150 мм соот-
ветственно [23].
Степень шероховатости лопастей и форма их входных кромок'
влияют на показания расходомера [9]. В работе [60] для облег-
чения стандартизации турбинных преобразователей рекомен-
дуется иметь хорошо обработанные гладкие лопасти и острые
входные кромки. (Последняя рекомендация сомнительна, так как
острые кромки в процессе эксплуатации будут затупляться).
Весьма важное значение Для работы турбинного преобразова-
теля расхода имеет установочный угол <р, который образуют ее
лопасти с плоскостью, перпендикулярной к оси турбинки. С уве-
личением значения <р возрастает отношение co/Q0 и, следовательно,
чувствительность, но также возрастают момент сопротивления и
скольжение SK. В-работе [10] рекомендуется определять угол <р
исходя из минимума отношения SK/tg а, где а = 0ср — <р — угол
атаки, которому пропорционален коэффициент подъемной силы.
На рис. 149 даны зависимости SK/tg а от угла <р для разных зна-
чений густоты решетки т. Оптимальные значения углов <р для
различных т лежат на линии 1, соединяющей минимальные точки
кривых. Чем больше густота т, тем ближе <рОпт лежит к 45°.
Но даже и при очень малой густоте (т = 0,6) угол <рОпт очень
мало отличается от 45°. Кривая 2 дает зависимость т0ПТ от <р.
271
лопасти
Рис. 149. Зависимость отношения
SK/tga от угла <р при различных
значениях т
Пересечение кривых 1 и 2, соответствующее <р = 43° и т = 0,65,
определяет наиболее целесообразные параметры <р и т. Пологий
характер- кривых на рис. 149 позволяет допустить небольшие
отклонения от <ропт. Этим объясняется, что различные изготови-
тели выбирают <р в пределах 40—50 и даже 55° и при этом полу-
чают достаточно хорошие результаты. В одной из работ при испы-
тании турбинок диаметром 40 мм было определено, что <ропт =
= 52°.
Если перед турбинкой для турбулизации потока находится
направляющий аппарат не с прямыми лопатками, а с расположен-
ными по винту, которые закручивают поток, то турбинка может
иметь или прямые лопасти, параллельные оси [14, 33], или вин-
товые [14, 32], угол наклона которых обычно противоположен
углу наклона лопаток направляющего аппарата. Однако имеются
конструкции [16], где наклон направляющих лопаток (угол 35°)
и наклон лопастей турбинки (угол 15°) идут в одном напра-
влении.
Зазор ha между корпусом, имеющим диаметр D, и турбинкой
определяется формулой h3 = 0,5 (D — DB). При работе в области
больших чисел Re зазор h3 можно выбирать малым: от 0,01 до
0,02£>. Но при очень малом зазоре (Л3 = 0,0035.0) проявится за-
метное влияние профиля скоростей [51]. В работе [63] показано,
что малые зазоры способствуют нарушению линейности харак-
теристики турбинного преобразователя в области перехода от
турбулентного к ламинарному режиму. Поэтому для работы при
малых числах Re полезно увеличивать зазор до (0,054-0,1) D.
Дополнительные сведения по влиянию геометрии турбинки на
ее характеристику содержатся в работах [8, 10].
272
16.7. Разновидности турбинных
преобразователей
Аксиальные турбинки имеют винтовые лопасти с пе-
ременным по высоте углом подъема винтовой линии. Попытка
применения плоских лопастей при измерении расхода вязких сред
привела к ухудшению линейной характеристики [35]. Но при
измерении расхода газа и жидкостей с малой вязкостью их при-
менение целесообразно [9]. Схема аксиальной турбинки для
труб небольшого диаметра показана на рис. 150, а. Непосред-
ственно на ступице установлены несколько лопастей (4—6), кото-
рые реализуют значительную часть винтовой линии. Ось турбинки
вращается в подшипниках скольжения. В турбинках средних
размеров применяют как подшипники скольжения, так и шарико-
подшипники [11, 14]. При больших диаметрах (рис. 150, б) число
лопастей возрастает до 20—24, но длина их по винтовой линии
очень мала. Лопасти укрепляются на ободе, который соединяется
со ступицей диском или ребрами. Поэтому высота их составляет
небольшую долю (0,lDB) диаметра турбинки. Подшипники обычно
Рис. 150. Различные типы турбинок: аксиальные при малом (а) и большом (б)
диаметрах; тангенциальные со светоотражательными пластинками (в), в много-
струйных водосчетчиках (г), в оДноструйных водосчетчиках с полуцилиндричес-
кими лопастями (е) н с лопастями полушаровой формы (ж)
273
шариковые, оси могут быть как неподвижные, так и вращаю-
щиеся.
Конструкции тангенциальных турбинок более разнообразны.
В большинстве случаев (рис. 150, в, г, д) поток жидкости одной
общей струей поступает тангенциально к турбинке. В серийных
одноструйных водосчетчиках применяется турбинка с плоскими
радиально расположенными плоскостями (рис. 150, д). На
рис. 150, в показана особая конструкция маленькой турбинки
также с плоскими радиальными лопастями, на торцах которых
расположены пластины, служащие для отражения луча, падаю-
щего от осветителя на фотоэлемент тахометрического преобразо-
вателя. Иногда для измерения расхода газа в трубах очень малого
диаметра применяют турбинки с лопастями полушаровой формы
(рис. 150, ж).
Во избежание одностороннего изнашивания опор в одноструй-
ных водосчетчиках применяют многоструйные водосчетчики, у ко-
торых вода поступает на радиальные лопасти турбинки танген-
циально в виде нескольких отдельных струй (рис. 150, г) через
косые отверстия, равномерно расположенные в кольце, охваты-
вающем турбинку.
В трубах большого диаметра иногда применяют турбинки, за-
нимающие незначительную часть площади поперечного сечения
потока и измеряющие местную скорость. Обычно они бывают
аксиального типа. Но известны случаи применения турбинки осо-
бого типа, состоящей из двух полуцилиндрических лопастей,
сдвинутых относительно друг друга и имеющих сечение, пока-
занное на рис. 150, е. Ось этой турбинки перпендикулярна к по-
току.
Срок службы турбинного преобразователя зависит главным
образом от опорных узлов, работающих в тяжелых условиях
(очень высокие скорости вращения, отсутствие смазки, возмож-
ность динамических нагрузок, агрессивность некоторых изме-
ряемых веществ). С уменьшением диаметра цапф осей снижается
момент трения, но одновременно и срок службы преобразователя.
Оси изготовляют из материалов с повышенной износоустойчи-
востью, остальные вращающиеся части — из алюминиевых спла-
вов и пластмасс, а при измерении расхода газа в некоторых слу-
чаях из полипропилена [561 или полистирола [12] для уменьше-
ния нагрузки на опоры. Но при индукционных или индуктивных
тахометрических преобразователях лопатки в большинстве слу-
чаев изготовляют из ферромагнитных материалов. Подшипники
скольжения делают из графита или пластмассы, а при малых
размерах — из часовых камней. Наконечники осей следует изго-
товлять из сплава иридий—осмий или других твердых материалов.
Учитывая, что смазывающая способность многих жидкостей не-
достаточна, а у сухих газов она отсутствует, полезно покрывать
шарикоподшипники специальными смазками типа Б-2-12 и
105-М, динамическая вязкость которых не превышает 1 Па с [24].
274
0)
Рис 151. Турбинки с разгрузкой осевого давления: а — за счет снижения дав-
ления рп, действующего на входной торец ступицы; б — за счет подачи началь-
ного давления к задней опоре
При измерении расхода газа для уменьшения трения и удли-
нения срока службы подшипников иногда предусматривают по-
дачу смазки, а для защиты от действия твердых частиц предло-
жена турбинка с воздушными опорами [59], у которой через не-
подвижную ось к опорным поверхностям непрерывно подводится
сжатый воздух.
Применяются два типа размещения опор: с обеих сторон
турбинки или же с одной стороны, когда турбинка висит на кон-
соли. Последний вариант применяется реже, хотя он легче обеспе-
чивает соосность подшипников и отсутствие биения оси турбинки.
Но при малых диаметрах и консольном варианте трудно обеспе-
чить необходимое расстояние между двумя подшипниками. Перед-
ний и задний подшипники помещают внутри обтекателей, обеспе-
чивающих безотрывное течение жидкости. Обтекатели крепятся
к неподвижным струенаправляющим лопаткам. Наружный диа-
метр обтекателей равен диаметру ступицы или обода турбинки.
Наибольшую нагрузку испытывают обычно не опорные, а упор-
ный подшипник. Первые воспринимают лишь сравнительно не-
большой вес турбинки, а второй — осевое давление потока, про-
порциональное плотности и квадрату скорости вещества. Поэтому
нередко применяют меры уменьшения осевого давления или даже
полной его компенсации. Простейший (но малоэффективный)
прием — расположить аксиальную турбинку вертикально,
а жидкость подвести снизу. Тогда вес турбинки будет частично
компенсировать осевое усилие.
Более совершенные схемы компенсации основаны или на по-
нижении статического давления, действующего на передний то-
рец ступицы турбинки, или же на повышении статического дав-
ления позади этой ступицы. Первый способ показан на
рис. 151, а. Постепенным увеличением диаметра переднего обте-
кателя перед торцом ступицы создается зона пониженного давле-
ния. Этому способствует также и то, что диаметр ступицы у ее
торца больше диаметра обтекателя. На рис. 151, б изображен
наиболее известный вариант, реализующий второй способ раз-
грузки. Через центральное отверстие, просверленное в переднем
обтекателе и в ступице турбинки, начальное полное давление по-
тока подводится к выходному концу ступицы. Повышение давле-
275
ния в этом месте может быть создано также с помощью дефлектора
на заднем обтекателе, который поворачивает часть потока на 180°
и направляет его на выходной торец ступицы. Предложены и дру-
гие схемы компенсации осевого усилия, в том числе с применением
магнитов в ступице и заднем обтекателе, направленных друг
к другу одноименными полюсами. В преобразователях турбинных
расходомеров «Тургае» (см. далее рис. 158) через отверстия на
конце заднего обтекателя повышенное давление действует на
ступицу турбинки сзади.
Компенсация осевого усилия полезна, так как уменьшает тре-
ние в упорном подшипнике и удлиняет срок его службы. Но она
не может полностью предотвратить изнашивание как упорного,
так и опорных подшипников, поэтому уже давно разрабатываются
различные варианты безопорных турбинных преобразователей,
роторы которых уравновешены гидродинамическими силами. При
этом достигается и полное уравновешивание осевого давления.
Таким преобразователям не нужны ни опорные, ни упорные под-
шипники. Их действие основано на том, что в зазорах внутри
обтекателей между неподвижными его частями и частями ротора
возникают радиальные силы, центрирующие ротор, так как при
эксцентрическом его положении статическое давление макси-
мально в самом узком месте щелевого канала. Разработанные
конструкции безопорных турбинных преобразователей достаточно
работоспособны, но, к сожалению, у большинства их наблюдается
ухудшение метрологических характеристик, уменьшение области
линейной характеристики и повышение числа Re, при котором
начинает сказываться влияние вязкости. В связи с этим они по-
лучили весьма ограниченное применение. От подобных преобра-
зователей существенно отличается безопорный преобразователь
расходомера (см. далее рис. 159), состоящий из двух турбинок
с противоположным направлением лопастей, укрепленных на
одной вертикальной оси. Турбинки работают во взвешенном поло-
жении, не имея ии упорного, ни опорных подшипников. Такие
преобразователи получили промышленное применение.
16.8. Устройство тахометрических
преобразователей у турбинных расходомеров
Тахометрический преобразователь служит для преоб-
разования частоты вращения турбинки в измерительный сигнал,
обычно электрический частотный. Преобразователь создает тор-
мозящий момент, препятствующий вращению турбинки. Нужно,
чтобы этот момент был возможно меньше во избежание вредного
влияния на линейность градуировочной зависимости и увеличе-
ния зоны нечувствительности. Это требование особенно важно
при измерении расхода газа и при малых диаметрах турбинки,
когда движущий момент незначителен.
276
Измерение электрического сигнала низкой частоты затрудни-
тельно из-за необходимости применения усилителей переменного
напряжения, у которых коэффициент усиления резко умень-
шается в области низких частот. Отсюда возникает ограничение
на наименьшую частоту измерительного сигнала.
Тахометрические преобразователи разделяются на индукцион-
ные, индуктивные, фотоэлектрические и оптические.
Индукционные или иначе, генераторные, преобразователи
основаны на создании вращающейся турбинкой пульсирующего
тока в обмотке, расположенной с внешней стороны трубы из
диамагнитного материала, с последующим измерением частоты
или ЭДС этого тока. Обмотка, в которой генерируется ток, обычно
представляет собой катушку, ось которой перпендикулярна к
трубе. Катушка имеет большое число витков тонкой проволоки.
Внутри нее помещен железный сердечник из магнитомягкого ма-
териала, например, пермаллоя или магнит. В первом случае
в ступице турбинки находится магнит. При вращении турбинки
поле этого магнита пересекает витки катушки, генерируя в них
пульсирующий ток. При необходимости повысить частоту тока
увеличивают число катушек, расположенных снаружи, или же
число магнитов. Так, в одной конструкции турбинка снабжена
кольцевым ободом, утопленным в кольцевом пазе в стенке кор-
пуса. В ободе помещены с равным шагом несколько десятков ма-
леньких магнитов, каждый из которых, проходя мимо катушки,
генерирует импульс тока. Пример турбинного преобразователя
с большим числом магнитов дан иа рис. 159.
Если же магнит помещен внутри катушки, то тогда или лопатки
турбинки изготовляют из ферромагнитного материала или в ее
ступице помещают из аналогичного материала пластинку или
штифт с осью, перпендикулярной к оси трубы. Каждый из этих
магнитопроводов при вращении турбинки изменяет поле магнита,
находящегося внутри катушки, и генерирует в последней пульси-
рующий ток. Здесь при большом числе ферромагнитных лопастей
легче, чем в предыдущем случае обеспечить высокую частоту тока
даже при малой частоте вращения, соответствующей малым рас-
ходам. Но при небольших диаметрах, когда число лопастей огра-
ничено, для повышения частоты прибегают к увеличению маг-
нито-индукционных узлов.
Иногда обмотку, в которой генерируется ток вращающимся
магнитом, выполняют не в виде прямой катушки, а тороидально,
наматывая проволоку на кольцевой сердечник из пермаллоя,
отделенный от турбинки диамагнитной стенкой. При этом можно
увеличить амплитуду сигнала и избавиться от торможения покоя
при симметрии магнитной цепи. Тормозящий момент Ма индук-
ционных преобразователей определяется мощностью, расходуе-
мой на выделение тепла в электрическом контуре, и мощностью,
расходуемой на вихревые токи и перемагничивание ферромагнит-
ных материалов. Момент Ма возрастает с ростом амплитуды
277
сигнала. Увеличение последнего
оправдано при средних и боль-
ших турбинках, когда влияние
противодействующего момен-
та Л4П, создаваемого тахометри-
ческим преобразователем, не-
значительно, при этом в неко-
торых случаях можно обойтись
без промежуточных усилителей.
Анализ индукционных преобра-
зователей и рекомендации по
их расчету приведены в рабо-
тах [10, 26].
Индуктивные преобразовате-
ли основаны на изменении ин-
дуктивности наружной обмотки
в зависимости от изменения со-
Рис 152 Электрическая схема турбин-
ного расходомера с индуктивным тахо-
метрическим преобразователем
противления ее магнитной цепи, происходящего при вращении тур-
бинки. Индуктивная катушка с железным сердечником, отделен-
ная от турбинки диамагнитной стенкой, питается от особого гене-
ратора током сравнительно высокой частоты в несколько кило-
герц. Во время вращения турбинки при проходе лопастей или
других ее элементов из ферромагнитного материала мимо катушки
изменяется сопротивление ее магнитной цепи, а значит, и ее индук-
тивность. Это вызывает периодическое изменение силы тока
в обмотке катушки и соответствующее изменение выходного на-
пряжения. При этом на выходе получается высокочастотный сиг-
нал, модулированный по амплитуде. Глубина модуляции по-
стоянна. Демодулятор выделяет из этого сигнала огибающую
с постоянной амплитудой, но с переменной частотой, пропорцио-
нальной частоте вращения турбинки. Амплитуда сигнала тем
больше, чем больше разность сопротивлений магнитной цепи
(^?тах — ftmin), но тем больше и тормозной момент Мп. Его струк-
тура отличается от структуры момента у индукционного преобра-
зователя: отсутствуют потери энергии в электрической цепи
контура, но потери от вихревых токов и от перемагничивания
ферромагнитных масс могут быть больше вследствие высокой
частоты тока питания. Для уменьшения суммарных активных по-
терь в работе [7] рекомендуется применять для изготовления
турбинки порошкообразные магнитомягкие материалы (напри-
мер, ферриты), тормозной момент у индуктивных преобразовате-
лей обычно меньше, чем у индукционных.
На рис. 152 показана принятая в НИИТеплоприбор электри-
ческая схема турбинного расходомера с индуктивным преобразо-
вателем. Идуктивная катушка имеет первичную обмотку, питае-
мую от генератора Г переменным током частотой 6—8 кГц и две
вторичных, включенных навстречу друг другу. Это повышает
устойчивость к помехам и действию внешних магнитных полей.
278
При вращении турбинки Т на выходе катушки получается напря-
жение i/вых, промодулированное по амплитуде с частотой f, кото-
рая равна числу оборотов турбинки в секунду, умноженному на
число лопастей. После усилителя-демодулятора УД и фильтра Ф
имеем напряжение переменного тока частотой f, которое прохо-
дит через усилитель низкой частоты УНЧ и поступает на вход
ждущего мультивибратора М. Последний служит для формирова-
ния импульсов переключения конденсатора, имеющего емкость С,
с заряда на разряд. При этом на нагрузочном сопротивлении
возникает постоянное напряжение UH, являющееся функцией
частоты переключения конденсатора, совпадающей с частотой f
выходного сигнала тахометрического преобразователя. Погреш-
ность преобразований частоты в напряжение UH не превышает
±0,4 %. Возможны и другие схемы измерения демодулирован-
ного сигнала. Электрическую схему, показанную на рис. 152,
имеет турбинный расходомер «Парус-31», рассчитанный для изме-
рения расхода топлива (Qmax = 5 м3/ч, диапазон измерения
20 : 1) в трубах диаметром 25 мм. Измерительный прибор — авто-
матический потенциометр. Погрешность измерения ±0,5 % от
Qmax- Для достижения указанного большого диапазона из-
мерения входной направляющий аппарат имеет лопатки под
углом 35° при установочном угле лопастей турбинки 15°, что
увеличивает движущий момент на заторможенной турбин-
ке [16].
Фотоэлектрические тахометрические преобразователи основаны
на появлении пульсирующего электрического напряжения в цепи
фотоэлемента в результате периодического прерывания вращаю-
щейся турбинкой луча света, падающего на фотоэлемент. Частота
пульсации напряжения в цепи фотоэлемента пропорциональна
вращению турбинки. Такие преобразователи не создают никакого
тормозящего момента, но устройство их сложнее, чем индукцион-
ных или индуктивных. Они применяются главным образом при
измерении расхода газа [10, 12, 17], но иногда и жидкости, на-
пример, при небольших диаметрах турбинки [57] или при измере-
нии быстропеременных расходов [22]. Обычно осветитель (элек-
трическая лампочка) и фотоэлемент устанавливаются с разных
сторон турбинки и отделяются от измеряемого вещества прочными
стеклами. В теле турбинки делается одно или несколько отвер-
стий, которые при вращении турбинки создают периодическое
освещение фотоэлемента светом, падающим от осветителя. Для
получения высокой частоты фототока служат разные средства.
Так, в работе [22] для этой цели применено зубчатое колесо,
каждый зуб которого модулирует луч света, падающий на фото-
элемент. В другом расходомере применены три фотоэлектрических
преобразователя, каждый из которых состоит из лампы, фотосо-
противления и двух оптических призм, отделяющих фотосопротив-
ления и лампы от жидкости. Фотосопротивления смещены отно-
сительно друг друга на 120°.
279
Рис. 153. Схема турбинного преобразо-
вателя расхода с оптическим преобразо-
вателем (а) и схема распространения лу-
чей в градаие (б)
Применение фотоэлектри-
ческих преобразователей для
непрозрачных жидкостей за-
труднительно, но возможно.
Так, в работе [57] танген-
циальная турбинка имеет
отражательные пластинки на
концах лопастей. Над тур-
бинкой, ось которой гори-
зонтальна, помещено проч-
ное стекло, за которым рас-
положены осветитель и гер-
маниевый фотодиод. При вер-
тикальном положении лопасти
турбинки луч света отражает-
ся от пластинки на конце
лопасти и освещает фото-
диод. Слой жидкости между
концом лопасти и стеклом
очень тонок и не мешает процессу отражения. Кроме того,
’«максимум чувствительности германиевого фотодиода лежит
в инфракрасной области при длине волны около 1,5 мк. Из-
вестны также конструкции, в которых для измерения непро-
зрачной жидкости на вертикальной оси турбинки, выведенной
вверх в воздушную камеру, укреплялся обтюраторный диск для
прерывания луча света.
Оптические тахометрические преобразователи, как и фото-
электрические, основаны на периодическом прерывании лопастями
турбинки светового луча. От источника инфракрасного излучения
(светодиод АЛ107Б или АЛ119), находящегося в приемно-пере-
дающем блоке 4 (см. рис. 153, а) световой поток вводится в цен-
тральный световод пучка из семи кварц-полимерных световодов
диаметром 0,4 мм, образующих волоконно-оптическую линию
связи 3, и далее через гермоввод 2 падает на торец очередной ло-
пасти турбинки 1. Отражаясь от нее, световой поток через гер-
моввод 2 попадает на торцы шести периферийных световодов во-
локонно-оптической линии связи 3 и затем на светочувствитель-
ный элемент блока 4. В качестве гермоввода применяется градан-
стержень из кварца с градиентным распределением по радиусу
коэффициента преломления, который имеет свойства цилиндри-
ческой линзы.
На рис. 153, б показана схема распространения лучей
в градане (5 — отражающая поверхность торца лопасти тур-
бинки; 6,7 — передающее центральное и приемное периферий-
ное волокна световода; 8 — градан). Диаметр градана 1,5 мм,
длина 16 мм. Допустимые давление и температура 15 МПа и
200 °C [1].
280
16.9. Конструкции расходомеров
и счетчиков с аксиальной турбинкой
Уже много лет широкое применение имеют счетчики
жидкости воды, аксиальная турбинка которых через шестеренча-
тый редуктор связана со счетным механизмом. Ранее они нередко
именовались счетчиками Вольтмана. Их конструкция неодно-
кратно модернизировалась. На рис. 154 показано устройство
одной из моделей такого водосчетчика типа УВТ. Вода поступает
в турбинку 7, пройдя через струевыпрямитель 8, в ребрах кото-
рого укреплен обтекатель 10, содержащий передний подшипник 9
оси турбинки. У струевыпрямителя одна из лопастей 6 может по-
ворачиваться при вращении регулировочного винта, который
затем закрывается крышкой и пломбируется. Задний подшипник
вместе с упорным, выполненным в виде регулируемого винта 4
с агатовым наконечником н червячной парой, передающей вра-
щение от турбинки паре сменных шестерен 3, заключены внутри
кронштейна 5. В нем же находятся и опоры вертикальной оси
червячного колеса. Размещение этих опор в одной детали позво-
ляет устранить биение оси и быстрый износ зубчатых колес, имев-
ший место в прежних конструкциях. Шестерня 3 вращает магнит-
ную полумуфту, отделенную водонепроницаемой диамагнитной
перегородкой от второй магнитной полумуфты, соединенной с ре-
дуктором 2, н через последний со счетным роликовым механиз-
Рис. 154. Счетчик воды УВТ с аксиальной турбинкой
281
6
Рис. 155. Счетчик воды СТ В с аксиальной турбинкой
мом 1, имеющим стрелочный указатель. Общее передаточное число
редуктора 1 :88,25. В отличие от более старых конструкций
здесь не только счетный механизм, но и редуктор отделены от
воды, а благодаря применению магнитной передачи нет трения
оси, связывающей редуктор и счетный механизм, в сальниковом
уплотнении.
( В связи с выходом ГОСТ 14167—83 (см. далее табл. 19) разра-
ботана новая конструкция турбинного водосчетчика типа СВТ
(рис. 155). В корпусе 1 с помощью кольца 3 укреплена втулка 16,
снабженная струевыпрямителем 2, несущим передний подшип-
ник, и ребрами жесткости 14 с задним подшипником турбинки 15.
Такая конструкция позволяет обеспечить соосность обоих под-
шипников. Для регулирования частоты вращения турбинки при
настройке имеется поворотная лопатка 4. На конце оси турбинки
укреплена ведущая часть магнитной муфты 13. Ведомая часть И
последней находится в изолированном от воды блоке, закрытом
заглушкой 8, и несущем корундовую опору 12, в которую упи-
рается корундовый наконечник оси турбинки. Магнитная муфта
с помощью конической передачи приводит во вращение верти-
кальный вал 9, связанный с редуктором 5 и счетным механизмом,
заключенным в чашу 7 и закрываемым крышкой 6. Для регули-
рования зацепления конической передачи служит винт 10. Под-
шипники турбинки графитофторопластовые. В паре со стальной
осью они имеют низкий коэффициент трения и высокую износо-
устойчивость.
282
Таблица 19. Технические характеристики счетчиков воды
с аксиальной турбинкой по ГОСТ 14167—83
Параметр Диаметр условного прохода Dy, мм
65 80 100 150 200 250
Расход, м3/ч: минимальный Qmm 1,5 2,0 3,0 4,0 6,0 15,0
переходный Qn 6,0 8,0 12,0 20,0 50,0 80,0
эксплуатационный Qa 17 36 65 140 210 380
номинальный QH0M 35 55 90 150 300 500
максимальный Qmax 70 НО 180 300 600 1000
при потере давления 40 70 130 315 600 850
0,01 МПа Максимальный объем во- ды, м3: за сутки 610 1 300 2 350 5 100 7 600 13 700
> месяц 12 250 26 000 47 000 100 000 150 000 275 000
Во избежание быстрого изнашивания опор наибольший неогра-
ниченный во времени расход назван в ГОСТ 14167—83 эксплуата-
ционным Qa. Он лежит в пределах от 24 до 46 % от фшах. Ранее
таким расходом считался номинальный, равный 50 % от 0тяг.
Исходя из расхода Qa/ в табл. 19 дан максимальный объем воды,
прошедший через счетчик за месяц. Кратковременно допускаются
расходы воды, лежащие в пределах от Qa до Qmax, но так, чтобы
не был превзойден максимальный объем за сутки, приведенный
втабл. 19.
Погрешность водосчетчика не более ±2 % в диапазоне от Q„
До Qmax и не более ±5 % в диапазоне от Qmm до Qn. По мере
эксплуатации водосчетчика допускается увеличение погреш-
ности и ее предел определяется по формулам ±(2 + 0,17/) % <
4 % или ±(5 + 0,17/) % 10 %, где / — время эксплуата-
ции, тыс. ч. Счетчики предназначены для измерения воды при
температуре от 5 ло 40 °C и давлении до 1 МПа.
Турбинные расходомеры, которые получают все более широкое
распространение, конструктивно существенно отличаются от рас-
смотренных турбинных водосчетчиков. У них нет механической
связи между турбинкой и счетным механизмом, поэтому момент
сил трения у них много меньше. Это позволяет снизить погреш-
ность преобразования расхода в частоту вращения турбинки до
±(0,3—0,5) %.
На рис. 156 показан серийно изготовляемый преобразователь
расхода с аксиальной турбинкой типа ТПР. В корпусе 2 с по-
мощью специальной гайки 8 укреплен обтекатель 7, несущий ло-
пасти струевыпрямителя и образующий опору для переднего ша-
рикоподшипника. Второй радиально-упорный шарикоподшипник 4
помещен в выходном обтекателе — струевыпрямителе 3. Через
отверстие в конце последнего поступает повышенное статическое
283
Рис. 156. Турбинный преобразователь расхода ТПР
давление, уменьшающее осевую нагрузку на подшипник 4 [4].
Характерная особенность этой конструкции — применение сту-
пенчатой втулки 6, внутри которой вращается турбинка 5. Втулка
изменяет проходное сечение на уровне средней части лопастей
турбинки так, что передняя часть лопастей оказывается в канале
с большим проходным сечением, чем задняя. В результате при
уменьшении расхода ламинарный режим в передней части будет
наступать раньше, чем в задней части. Это способствует сохране-
нию постоянства момента вязкого трения и увеличению диапазона
измерения в области малых чисел Re. Максимальная частота
выходного сигнала, создаваемого магнито-индукционным преобра-
зователем /, равна 500 ± 50 Гц. Выходной сигнал на нагрузке
3 кОм не менее 25 мВ. В соответствии с рис. 156 изготовляются
преобразователи расхода типов ТПР7 ТПР 14 для труб диаметром
от 10 до 25 мм. Для труб диаметром от 32 до 100 мм устройство
опорного узла несколько видоизменено. В ступице турбинки раз-
мещены два шарикоподшипника, из которых один — радиально-
упорный. При этом турбинка вращается вокруг неподвижной оси.
Так изготовляются преобразователи типов ТПР15-ТПР20. Тех-
нические характеристики преобразователей ТПР приведены
в табл. 20.
Приведенная погрешность преобразователей ТПР-7, ТПР-8
и ТПР-9 ± 1 %, остальных ±0,5 %. Потери давления не более
50 кПа.
Бугульминский опытный завод «Нефтеавтоматика» изготовляет
счетчики «Норд-М», предназначенные для измерения коли-
284
Таблица 20 Технические характеристики преобразователей ТПР
с аксиальной турбинкой
Тип преобра- зователя Dy, мм Qmax' л/с Qrnln- д/с п при Qmax. об/мин
ТПР-7 10 0,16 0,03 10 000
ТПР-8 10 0,25 0,05 10 000
ТПР-9 12 0,40 0,08 10 000
ТПР-10 15 0,60 0,12 5 000
ТПР-И 15 1,0 0,20 5 000
ТПР-12 20 1,6 0,25 5 000
ТПР-13 20 2,5 0,3 5 000
ТПР 14 25 4,0 0,4 5 000
ТПР 15 32 6,0 0,5 5 000
ТПР-16 40 10,0 0,8 5 000
ТПР 17 50 16,0 1,2 5 000
ТПР-18 60 25,0 2,0 5 000
ТПР 59 80 40,0 3,0 3 750
ТПР-20 100 60,0 5,0 3 750
чества нефти, нефтепродуктов и других неагрессивных жидкостей.
Устройство турбинного преобразователя показано на рис. 157.
В корпусе 1 укреплены входной 2 и выходной 8 обтекатели-струе-
выпрямители. Турбинка 6 вместе со своей осью 4 вращается в под-
шипниках скольжения 3 и 7, из которых последний, выполнен-
ный в виде втулки, воспринимает осевое усилие. Подшипники и
ось изготовляются из твердого сплава, лопатки турбинки — из
ферромагнитного материала, остальные детали — из коррозионно-
стойкой стали. Фланец 5 служит для установки магнито-индук-
ционного преобразователя («Норд-И1» или «Норд-И2») частоты
вращения турбинки в частоту электрических импульсов, дости-
гающую 1000 Гц. Амплитуда выходного сигнала у «Норд-И1»
7
Рис 157 Турбинный преобразователь расхода Норд-М

285
Таблица 21. Технические характеристики
турбинных преобразователей «Норд-М»
Модель преобразователя D, мм Импульс Основная погрешность, %
л м’/ч м’/ч от 20 ДО 60 % от 60 ДО 100 %
Норд-М-40 40 28 3,5 35 1
Норд-М-65 65 11 9 90 1
Норд-М-80 80 5 14 140 1 R 1
Норд-М-100 100 4 25 250 1 >0 0,5
Норд-М-150 150 1,3 50 500 0,5
Норд-М-200 200 0,8 90 900 0,5
не менее 0,5 В. Преобразователь «Норд-И2» включает в себя
предварительный усилитель-формирователь, на выходе которого
имеются прямоугольные импульсы амплитудой 11 ±0,1 В.
Импульсы поступают в электронный блок, снабженный счетным
устройством. Технические характеристики турбинных преобра-
зователей приведены в табл. 21.
Турбинные преобразователи «Норд-М» для D от 40 до 100 мм
изготовляются на условные давления 2,5; 6,4 и 16 МПа, а для
D = 150 и D — 200 мм — только на давления 2,5 и 6,4 МПа.
Допустимая вязкость жидкости (1-4-20) 10"4 м2/с. Допустимая
температура 5—50 °C. Содержание сернистых соединений не бо-
лее 3 %. Температура окружающей среды от —50 до ±50 °C.
Допустима вибрация частотой 25 Гц при амплитуде не более 0,1 мм.
Рекомендуется перед турбинным преобразователем устанавли-
вать фильтр, затем струевыпрямитель и прямой участок трубы
длиной 10D (или 200 при отсутствии струевыпрямителя). После
преобразователя — прямой участок трубы длиной 10D.
Были испытаны различные материалы для подшипников и
осей турбинки. Наилучшие результаты дали подшипники из ма-
териала Т5КЮ и оси из ВК-6, причем на товарной нефти время
работы до отказа (10 000 ч) оказалось в два раза выше, чем на
воде (5000 ч).
Как показали испытания [311, турбинные преобразователи
типа «Норд-М» пригодны также для измерения сжиженных газов
и конденсата.
На основе преобразователей «Норд» разработаны и выпу-
скаются очень близкие к ним по конструкции турбинные преобра-
зователи «Агат-1», предназначенные для измерения количества
газа при давлении от 0,2 до 6,4 МПа, температуре от 5 до 80 °C и
содержании сероводорода не более 3 % (по объему).
При диаметрах условного прохода, равных 50, 65, 80, 100
и 150 мм, наибольшие расходы составляют 65, 125, 250, 500
и 1000 м3/ч соответственно. Погрешность измерения не более
2,5 %.
286
В Октябрьском филиале ВНИИКАнефтегаз разработано вы-
числительное устройство, позволяющее вносить коррекцию на
давление и температуру в измерительный сигнал, получаемый от
турбинного преобразователя «Агат-1». Для работы схемы необ-
ходимы преобразователи давления и температуры.
Помимо турбинных счетчиков типа «Норд», в нефтяной про-
мышленности в автоматизированных групповых установках типа
«Спутник» для измерения количества сырой сепарированной нефти
нашел применение турбинный счетчик типа «Тор-1» с аксиальной
турбинкой, расположенной вертикально. Он предназначен для
давлений до 6,4 МПа, температур 5—100 °C, вязкости нефти до
80-10-4 м2/с и содержания парафина не более 10 %, песка не бо-
лее 0,01 %, сернистых соединений не более 5 % и свободного газа
не более 5 % (по массе). Диапазоны измерения 3,0—30,0 и 7,5—
35,0 м3/ч при D, равном 50 и 80 мм соответственно. Погрешность
±2,5 % в пределах 20—100 % от Qmax и ±5 % в пределах 10—
20 % от Qmax- Перепад давления при QmaxHe более 50 кПа.
Для измерения количества и расхода мазута в трубах с D ~
= 32 мм имеется прибор ТМ2С-32/64, состоящий из преобразова-
теля с аксиальной турбинкой ПР-32/64 и измерительного преобра-
зователя ПИ. Последний укомплектован электромеханическим
импульсным счетчиком количества и имеет выходной сигнал —
постоянный ток 0—5 мА. В состав преобразователя расхода
ПР-32/64 помимо аксиальной турбинки входят индукционный
тахометрический преобразователь и усилитель. Давление мазута
до 6,4 МПа, температура от 50 до 125 °C, вязкость от 3-10_® до
8,5-10“® м2/с. При вязкости до 4-10~®, 6-10"5 и 8,5-10—® области
измерения: 3,2—16; 3,2—12 и 3,2—10 м®/ч, а наибольшая потеря
давления — 0,12; 0,16 и 0,20 МПа. Погрешность измерения коли-
чества ±1 % в области 50—100 % Qmax и ±1,5 % в области
20—100 % Qmax-
Весьма своеобразную конструкцию имеет турбинный преобра-
зователь ПРГ-400 расходомера и счетчика газа типа «Тургае»
(рис. 158). Передний направляющий аппарат 18 не только служит
обтекателем и струевыпрямителем, но одновременно разделяет
проходное сечение для газа на две кольцевые части — наружную,
основную 6 и внутреннюю, байпасную 7. В первой находится изме-
рительная турбинка 13, во второй — вспомогательная (привод-
ная) турбинка 17, предназначенная для вращения вала 14, с ко-
торым она жестко связана. На правом конце вала 14 расположены
шарикоподшипники, на которые опирается измерительная тур-
бинка 13. Это сделано для облегчения работы подшипников. Тур-
бинка 13 вращается быстрее турбинки 17, но ее подшипники ра-
ботают при угловой скорости, равной лишь разности угловых
скоростей обеих турбино^. Вал 14 со своими подшипниками на-
ходится внутри опоры 16, на радиальных лопастях которой уста-
новлено кольцо 8, турбулизирующее поток газа при входе его
на турбинку 13 и улучшающее характеристику преобразователя.
287
Рис. 158. Турбинный счетчик и преобразователь
расхода газа ПРГ-400
В конце заднего обтекателя 12, в области повышенного давления,
сделаны прорези, через которые давление поступает внутрь обте-
кателя и воздействует на ступицу турбинки 13, компенсируя осе-
вое усилие от динамического давления потока. Втулки 11 и 19
стягивают узлы и детали преобразователя. На входе в последний
имеется металлическая сетка 2, прикрепленная к корпусу 1.
В конструкции предусмотрена возможность периодического сма-
зывания подшипников. Для этого вместо пробки 3 устанавливается
масленка, которая через впускной штуцер 4 и трубки 5, 9 и 10
подает масло ко всем подшипникам. Трубка 15 предназначена
для сбора и слива масла из подшипников.
На лопастях турбинки 13 закреплены пластинки (отметчики)
из магнитомягкого материала, взаимодействующие с индукцион-
ным тахометрическим преобразователем ПСК-1 (на рис. 158
не показан). В последнем имеются включенные встречно две ка-
тушки, между которыми расположены магнит и сердечник с ре-
гулируемым винтом. При пересечении отметчиками силовых ли-
288
ний преобразователя ПСК-1 в катушках последнего наводится
ЭДС и возникает частотно-импульсный сигнал, поступающий на
вход электронного блока БИР, в котором он усиливается, форми-
руется в сигнал прямоугольной формы с амплитудой импульсов
от 5 до 100 мВ при частоте от 40 до 400 Гц. Этот сигнал поступает
в счетный механизм или преобразуется в постоянный ток от 0
до 5 мА. Выпускаются три модификации электронного блока!
БИР-1 без счетчика, но с микроамперметром и выходным сигна-
лом постоянного тока? БИР-2 со счетчиком, но без микроампер-
метра и выходного сигнала,’ БИР-3 со счетчиком, микроампер-
метром и выходным сигналом постоянного тока.
Турбинные преобразователи типа ПРГ предназначены для
давлений до 0,6 МПа и температур газа от 0 до 50 °C. Изготов-
ляются следующие типоразмеры: ПРГ-100, ПРГ-200, ПРГ-400,
ПРГ-800 и ПРГ-1600 на предельные расходы 100, 200, 400, 800,
1600 м3/ч и диаметры условного прохода 65, 80, 100, 150 и 200 мм
соответственно. Наибольшая потеря давления 1200 Па при Qmax-
Основная погрешность в диапазоне 40—100 % Qmax равна по
расходу ±1 % от Qmax и по количеству ±1 % от измеряемой ве-
личины; в диапазоне 20—40 % О™* по расходу — ±1,5 % от
Qmax- В диапазоне 30—40 % Qmax по количеству — ±1,5 % от
измеряемой величины.
У преобразователей ПРГ-100 и ПРГ-200 измерительная тур-
бинка помещена первой по ходу потока и вместо пластин в ка-
честве отметчиков имеет стержни, закрепленные на ее ступице,
а байпасный канал выполнен с наружной стороны корпуса и
снабжен регулировочным элементом — сменной шайбой. У преоб-
разователя ПРГ-1600 вспомогательная турбинка помещена перед
измерительной, как и в базовой конструкции ПРГ-400, но для
лучшей компенсации большого осевого усилия в ПРГ-1600 по-
мимо того, что на ступицу измерительной турбинки сзади дей-
ствует повышенное давление, с помощью нескольких полых тру-
бок, установленных в проточной части, с отверстиями, обращен-
ными по потоку, на турбинку спереди подается пониженное дав-
ление. Кроме того, эти трубки, турбулизируя поток, улучшают
характеристику преобразователя.
Помимо рассмотренных, были разработаны преобразователи
о аксиальной турбинкой, предназначенные для разнообразных
измерений: малых расходов в трубах, имеющих D = 44-8 мм
[10], расхода этилена при давлении 250 МПа [43], расхода гли-
нистых растворов при давлении 70 МПа, расхода в прямом и
обратном направлении [27], измерения неустановившихся по-
токов [22] и т. п.
Погрешность преобразователя с аксиальной турбинкой можно
снизить до 0,2—0,25 %. Так, во ВНИИМ были разработаны [171
образцовые турбинные счетчики газа на максимальные расходы
в 600 и 1000 м3/ч. Для выравнивания профиля скоростей перед
турбинкой было помещено сопло о кольцевой площадью проход-
10 п. П. Кремлевский 289
ного сечения. Большая скорость
(50 м/с при Qmax) на выходе из
сопла обеспечила работу во всем
диапазоне при значительных чис-
лах Re и позволила уменьшить
высоту лопаток до 10 мм. Тур-
бинка из листового алюминия
толщиной 0,5 мм имеет 24 лопасти
и крепится на оси двумя кониче-
скими шайбами. Тахометрический
преобразователь —фотоэлектриче-
ский, состоит из фотодиода, под-
ключенного к усилителю и осве-
тителю, расположенным с разных
сторон диска турбинки, в котором
Рис. 159. Безопорный турбинный на радиусе 35 мм сделано отвер-
преобразователь стие для пропуска светового луча.
Резко отличны по своему ус-
тройству от всех ранее рассмотрен-
ных преобразователей с аксиальной турбинкой безопорный пре-
образователь, изготовляемый в Англии [65] (рис. 159), а также
два преобразователя расхода газа, разработанные в Японии.
На оси 4, перпендикулярной к потоку жидкости, укреплены две
турбинки и два диска 3 и 5 с конической баковой поверхностью.
При появлении расхода возникает разность давлений на входе
и выходе из преобразователя, которая приподнимает ось с дисками,
и поток, разделяясь на две ветви, вращает обе турбинки со ско-
ростью, пропорциональной объемному расходу. Магнитные го-
ловки 2, укрепленные на верхнем диске 3, при вращении послед-
него создают в индукционном преобразователе 1 импульсы тока,
частота которых пропорциональна частоте вращения турбинок.
Потеря давления при Qmax около 55 кПа. Подобные преобразо-
ватели расхода допускают механические прнмеси размером до
0,25 мм и изготовляются четырех типов размеров — на расходы
от 6 до 72 м3/ч. Диапазон измерения в линейной области равен
3,5 (линейность ±0,5 %), а общий диапазон равен 20 (линей-
ность ±2 %). В зависимости от материалов допустимы давление
до 2 МПа и температура до 140 °C. Преобразователи пригодны для
кислот, щелочей, этиленгликоля, бутадиена, фотографических
эмульсий и т. п. Одна модель, включая подвижную часть, изго-
товляется из поливинилхлорида на давление 0,7 МПа и темпера-
туру 80 °C. Устанавливать их лучше на горизонтальных трубах,
так как при горизонтальном положении оси турбинок линейный
диапазон измерения уменьшается [47].
Один из разработанных в Японии преобразователей расхода
газа с аксиальной турбинкой, безопорный [42], предназначен
для установки в вертикальной трубе диаметром 100 мм. Верти-
кальная ось турбинки заканчивается поплавком, частично по-
290
груженным в воду, залитую в сосуд-обтекатель диаметром 60 мм.
По мере необходимости вода дополняется в сосуд через трубку,
выведенную наружу. Турбинка имеет 12 коротких по высоте ло-
паток, расположенных под углом 45° к оси трубы и имеющих на-
ружный диаметр 88 мм. Лопатки изготовлены из акриловых пла-
стинок и о помощью спиц укреплены на вертикальной стальной
оси. При вращении турбинки каждая из лопастей по очереди пре-
рывает вертикальный луч, идущий от осветителя к фотоприем-
нику, установленному внутри трубы. Такая система допускает
возможность некоторого вертикального перемещения турбинки
при изменении уровня воды в нижнем обтекателе. Для центри-
рования поплавок имеет внизу стальной шарик диаметром 0,8 мм,
а внизу обтекателя установлен магнит. Линейная зависимость
между расходом и частотой вращения турбинки сохраняется
в большом диапазоне от 0,9 до 30 м3/ч. Потеря давления при Qmax
только 20 Па. При повышении давления газа (воздуха) до
0,94 МПа частота вращения при Qmax увеличивается на 1,7 %.
Другой разработанный в Японии [69] преобразователь рас-
хода с аксиальной турбинкой—зондовый — служит для контроля
отработанных запыленных промышленных газов, содержащих
SO2, SO3, Cl или НО, имеющих температуру до 350 °C и давление
до 0,5 МПа. Двенадцатилопастная турбинка с индуктивной ка-
тушкой укреплена на конце трубы, которая может вводиться
в поток газа на глубину до 1,5 м. Предварительно очищенный
воздух подается под давлением 0,2—0,4 МПа в зазоры между
осью и опорами, в результате чего турбинка вращается в плаваю-
щем состоянии без контакта с опорами. Вместе с тем сжатый
воздух выдувает из подшипников пыль. В случае необходимости
для защиты от влаги и клейкой пыли ниже по потоку устанав-
ливается распылитель особой промывочной жидкости, включае-
мый периодически. Ее расход около 10 л/мин, а давление на
0,2 МПа больше, чем давление в потоке газа. Диапазон измере-
ний от 3 до 30 м/с, погрешность ±1,5 %.
16.10. Конструкции расходомеров
и счетчиков с тангенциальной турбинкой
В большинстве случаев тангенциальная турбинка
применяется для измерения расхода или количества жидкости,
обычно воды в трубах небольшого диаметра. Так, серийно изго-
товляемые счетчики воды с тангенциальной турбинкой предназна-
чены для диаметров труб от 15 до 50 мм, в то время как счетчики
воды с аксиальной турбинкой — для труб диаметром от 65 до
250 мм.
Существуют две» различные конструкции водосчетчиков с тан-
генциальной турбинкой — одноструйные и многоструйные. У пер-
вых поток на турбинку поступает одной струей (см. рис. 150, д),
у вторых поток поступает в турбинку и уходит из нее через ряд
10* 291
Рис. 160. Одноструйный счетчни воды УВК с тангенциальной турбинкой
отверстий, равномерно расположенных в цилиндрическом кольце,
окружающем турбинку (см. рис. 150, г). Многострунные конструк-
тивно сложнее одноструйных, но условия работы подшипников
у них лучше из-за отсутствия одностороннего давления воды.
Ранее у нас были распространены преимущественно одноструй-
ные водосчетчики, но с выходом ГОСТ 6019—83 стало разви-
ваться производство многоструйных счетчиков воды. Если счет-
ный механизм отделен герметичной перегородкой от воды, то та-
кой водосчетчик называется сухоходом, а если перегородки нет,
то мокроходом. В мокроходах возможно засорение счетного меха-
низма, поэтому у нас изготовляются лишь сухоходы.
Устройство одноструйного водосчетчика типа УВК о танген-
циальной турбинкой показано на рис. 160. На входе водосчетчика
установлен с помощью пружинного кольца 2 сетчатый фильтр 1
и далее конфузор, выравнивающий поле скоростей. Турбинка 11,
имеющая радиально расположенные лопасти, укреплена на оси 12,
передающей ее вращение редуктору 9, который состоит из пяти
пар шестерен о числом зубьев 12/37. Редуктор с помощью маг-
нитной муфты, состоящей из двух магнитов 6 и 8, разделенных
перегородкой 7 из немагнитного материала, приводит во враще-
ние роликовый счетный механизм 5. Последний находится в пласт-
массовом кожухе 3 с откидной крышкой 4. Счетный механизм сое-
динен с магнитной муфтой 6 через пару сменных шестерен, раз-
личных для каждого типоразмера водосчетчика. На нижнем конце
оси 12 турбинки запрессована эбонитовая сферическая опора,
покоящаяся на агатовом наконечнике опорного стержня 13.
Перемещая последний, а вместе с ним и турбинку по высоте, изме-
няют отношение a>/Q0. Это отношение зависит также и от поло-
292
жения ребер 14 снизу и сверху турбинки. Положения верхних
ребер можно изменить путем поворота чашки 10, на которой
они установлены. В других конструкциях для изменения отноше-
ния со/Qo предусмотрен регулируемый обводной канал между
входным патрубком и камерой, где расположена турбинка.
Устройство многоструйного водосчетчика типа ВСКМ приве-
дено на рис. 161. В корпусе 1 перед входом воды в водосчетчик
установлен сетчатый фильтр 7. Не только счетный механизм 3,
но и соединенный с ним редуктор отделены диамагнитной перего-
родкой 2 от воды. На турбинке 6 имеются ведущие магниты 5,
которые через перегородку 2 передают вращение ведомым магни-
там 4 и далее редуктору и счетному механизму. Отличающийся
компактностью узел счетного механизма с редуктором может
изготовляться отдельно от остальных частей крупносерийно на
специализированном предприятии. Необходимо лишь иметь такой
диаметр турбинки, который обеспечивает достаточно большой
вращающий момент.
Характеристики водосчетчиков о тангенциальной турбинкой
по ГОСТ 6019—83 дана в табл. 22.
Во избежание быстрого изнашивания опор наибольший неогра-
ниченный по времени расход назван в ГОСТ 6019—83 эксплуата-
ционным (Сэ). Исходя из него, в табл. 22 приведен месячный рас-
ход. Для счетчиков, аттестованных по высшей категории ка-
чества (счетчики В. К-) расход Qa равен номинальному QH0M
и соответственно этому в табл. 22 определен для них месячный
расход. Расходы в пределах от Q3 до Qmax, а для счетчиков В. К-
в пределах от QH0M до Qmax допускаются лишь временно, так
чтобы объем воды за сутки не превысил значений, приведенных
в табл. 2. Потеря давления при Qmax не более 0,1 МПа. Погреш-
ность от измеряемой величины не более ±2 % в диапазоне от Qn
До Qmax и не более ±5 % в диапазоне от Qmln до Qn. По мере
эксплуатации допустимый предел погрешности подсчитывается
по формулам: ±(2 -|- 0,17/) % < 4 % или ±(5 + 0,17/) % •<
10 %, где t — время эксплуатации, тыс. ч. Счетчики холодной
Рис. 161. Многоструйный счетчик воды ВСКМ с тангенциальной
турбинкой
293
Таблица 22. Технические характеристики счетчиков вода
с тангенциальной турбинкой по ГОСТ 6019—83
Параметр Оу, мм
15 20 25 32 40 50
Расход воды, м3/ч:
Qmin 0,03 0,05 0,07 0,10 0,16 0,30
Qn 0,15 0,25 0,35 0,50 0,80 1,50
Q3 1,2 2,0 2,8 4,0 6,4 12,0
Qhom 1,5 2,5 3,5 5,0 8,0 15,0
Qmax 3,0 5,0 7,0 10,0 16,0 30,0
Максимальный объем воды, м3:
за сутки 45 70 100 140 230 450
» » для счетчиков В. К. 55 90 145 180 290 550
за месяц 900 1500 2100 3000 4650 8 700
» » для счетчиков В. К. 1000 1800 2500 3600 5800 11 000
воды предназначены для давлений до 1,0 МПа и температур от 5
до 40 °C.
Наряду с рассмотренными существуют счетчики для горячей
воды, у которых некоторые детали изготовляют из более термо-t
стойких материалов.
Расходомеры с тангенциальной турбинкой применяются зна-
чительно реже, чем счетчики, но конструкции их более разно-
образны. На рис. 162 показан серийно изготовляемый турбин-
ный преобразователь ТПР. Жидкость поступает по каналу /,
вращает тангенциальную турбинку 2, помещенную в камере 4,
и уходит по каналу 5. Для улучшения характеристики преобра-
зователя расхода в торцовой стенке камеры 4 сделано несколько
глухих цилиндрических отверстий 3, выполняющих роль турбули-
заторов. Магнито-индукционный преобразователь 6 вырабаты-
вает электрический сигнал, частота которого пропорциональна
частоте вращения турбинки.
Его значение при Qmsx рав-
но 250 ± 25 Гц.
Основные характеристики
преобразователей ТПР при-
ведены в табл. 23. Приве-
денная погрешность преоб-
разователей ± 1 %. Потеря
давления не более 50 кПа.
Для измерения пульси-
рующего расхода и количе-
ства газа в Л МИ разработан
расходомер, изображенный
на рис. 163 [12]. Танген-
Рнс. 162. Турбинный преобразователь
расхода ТПР с тангенциальной турбин-
кой
294
Рис. 163. Преобразователь расхода с тангенциальной турбинкой и фотоэлектри-
ческим съемом сигнала
циальная турбинка 2 имеет чашечные лопасти, выполненные
в виде полусфер из двух склеенных штампованных половин.
Материал турбинки — полистирольная пленка толщиной 20 мк.
Турбинка имеет ребра жесткости, а центральная ее часть имеет
форму усеченных конусов. Наружный диаметр турбинки 18 мм,
ее масса 0,026 г. Турбинка установлена между двух щечек 4
с вкладышем 3 между ними, имеющим ряд впадин для турбулиза-
ции потока. Ось турбинки из закаленной стали. Цапфы оси диа-
метром 0,18 мм находятся в подшипниках из часовых камней!
накладного и сквозного сферического, запрессованных в латунной
оправке. Между ними помещена хлорфторуглеродистая смазка
УЛФ, стойкая в среде кислорода и многих агрессивных газов.
Для предотвращения вытекания смазки подшипники обрабаты-
ваются пеларгоновой кислотой. Для формирования потока слу-
жат две сетки, установленные в оправке 1 и затем сопло «чет-
верть круга». Имеются два обводных канала вокруг основного
канала, расход в которых можно изменять с помощью регули-
ровочных винтов. Тахометрический преобразователь — фото-
электрический, состоящий из миниатюрной осветительной лам-
Т а б л и ц а 23. Характеристики преобразователей ТПР
с тангенциальной турбинкой
Модель преобразователя Dy, им ^шак* л^° Qmi0. л/о п пр» <?шая< об/мин
ТПР-1 4 0,010 0,003 3000
ТПР-2 4 0,016 0,004 3000
ТПР-3 4 0,025 0,005 3000
ТПР-4 6 0,040 0,008 2500
ТПР-5 6 0,060 0,012 2500
ТПР-6 6 0,100 0,020 2500
295
Рис. 164. Схема тангенциальной тур-
бинки для измерения больших расхо-
дов жидкости
a) S)
t
Рис. 165. Тангенциально-роторные
расходомеры: а — с цилиндрическими
стержнями (типа «беличьего колеса»);
б — с наклонными лопатками
почки 6 и фотодиода 5 типа ФД-3. Qraln = 15 л/ч; Qcp = 60 л/ч;
Qmax = ISO л/ч. Потеря давления при Qcp равна 30 Па. Давление
от 0,4 МПа; температура от —20 до 4-70 °C. Погрешность
±1 %. Частота сигнала 800 Гц при Q^ax- Кроме показанного
на рис. 163, в ЛМИ был разработан расходомер газа с танген-
циальной турбинкой и фотоэлектрическим преобразователем на
пределы измерения 1—10; 3—30; 4—40 и 15—50 л/ч. Переход
с одного предела на другой достигался изменением соотношения
основного и байпасного потоков.
От всех рассмотренных существенно отличается преобразова-
тель, схема которого показана на рис. 164. Турбинка с большим
числом длинных узких лопаток укреплена на консольной оси.
Лопатки находятся в кольцевом прямоугольном канале, по кото-
рому протекает измеряемая жидкость. Она делает поворот на
360°, воздействуя при этом на лопатки. Характерны для преобра-
зователя большой движущий момент, малое влияние вязкости,
пригодность для труб большого диаметра (до 400 мм). Кроме того,
механические примеси под действием центробежной силы отбра-
сываются к периферии и не поступают к подшипникам. Наиболь-
шие расходы 25 и 1600 м3/ч при диаметрах труб 50 и 400 мм соот-
ветственно [54, 68].
Еще большим своеобразием отличаются тангенциально-ротор-
ные расходомеры (рис. 165), иногда называемые вихревыми. Ось
их ротора перпендикулярна к потоку и смещена в сторону от оси
трубы. Поток, воздействуя тангенциально на стержни (рис. 165, а)
или наклонные лопатки (рис. 165, б), вращает ротор вместе с на-
ходящейся внутри него и прилегающей к нему жидкостью. Воз-
никающий вихрь вызывает сжатие основного потока. Диапазон
измерения с линейной характеристикой 10 : 1. Расходомеры с ро-
тором типа «беличьего колеса» (рис. 165, а) разработаны в США
[67], с наклонными лопатками — в НИИ водных проблем
АН БССР для труб диаметром от 40 до 150 мм [6].
296
16.11. Шариковые расходомеры
Шариковыми расходомерами называются тахометри-
ческие расходомеры, подвижной элемент которых — шарик —
непрерывно движется по кругу. Это движение обеспечивается или
винтовым направляющим аппаратом, закручивающим поток, или
же тангенциальным подводом измеряемого вещества.
На рис. 166 показаны преобразователи шариковых расходоме-
ров. Основное применение из них получил преобразователь [38]
с винтовым направляющим аппаратом 1 (рис. 166, а). Поток,
закрученный в последнем, приводит в движение ферромагнитный
шарик 5 по окружности трубы. Частота вращения шарика по
кругу преобразуется в электрический частотный сигнал индук-
ционным или индуктивным преобразователем 2. Ограничительное
кольцо 3 удерживает шарик от перемещения вдоль оси трубы.
Для выпрямления потока на выходе служат неподвижные ло-
пасти 4. Преобразователи с тангенциальным подводом измеряе-
мого вещества, показанные на рис. 166, б, в, применяются при
измерении малых расходов. Они проще и опасность засорения
Рнс. 166. Преобразователи расхода шариковых расходомеров; а — с винтовым
направляющим аппаратом (НИИтеплоприбор); б — с тангенциальным подводом
(Бопп—Рейтер); в — с тангенциальным подводом (НИИтеплоприбор)
297
у них меньше. Во всех случаях шар под действием центробежной
силы прижимается к внутренней поверхности трубы (рис. 166, а)
или камеры (рис. 166, б, в), а под действием осевой скорости
потока (рис. 166, а) или веса (рис. 166, б, в) — к ограничитель-
ному кольцу. При этом возникают силы механического трения,
которые вместе с вязкостным трением жидкости тормозят шар.
В результате окружная скорость центра шара ош отстает от соот-
ветствующей окружной скорости потока V. Это отставание оце-
нивается скольжением 5Ш, определяемой выражением
5Ш = (» — »ш)/у.
Очевидно, v = kQ0, a f — vm/2nr, где Qo —• объемный расход;
k — коэффициент пропорциональности; f — частота электри-
ческих импульсов в тахометрическом преобразователе; г — радиус
вращения центра шара.
Решая эти три уравнения совместно, получим
f = kQ0 (1 - 5ш)/2лг. (107)
Для достижения пропорциональности между f и Qo надо
иметь постоянство скольжения 5Ш, которое в значительной мере
будет зависеть от постоянства коэффициента лобового сопротив-
ления шара Сщ, определяемого из выражения
F = стл(1шр (v — ош)2/2, (108)
где F — давление жидкости на шар диаметром р — плотность
жидкости.
Наибольшее постоянство (в пределах от 0,41 до 0,46) коэффи-
циент сш сохраняет в области чисел Re от 103 до 10s. Поэтому при
расчете шариковых расходомеров не следует выходить за эти
пределы, а еще лучше выдерживать более узкие пределы! от
7-103 до 10s [25].
Уменьшение массы шарика снижает скольжение 5Ш и порог
чувствительности и, кроме того, улучшает пропорциональность
между f и Qo. Испытание двух шариков, имевших = 38 мм
и массу 24 и 2 г, дали соответствующие значения 5Ш, равные 10
и 2 %, и значения порога чувствительности 24 % Qmax и 2 % Qmax-
Обычно шарики выполняют в виде ферромагнитной полой сферы,
покрытой полипропиленом, полиэтиленом или другой пластмас-
сой. Увеличение отношения плотностей жидкости р и шара рш,
как показали испытания преобразователя с тангенциальным
подводом потока, несколько увеличивает частоту вращения
шара [25].
С увеличением вязкости жидкости сокращается область изме-
рения, в пределах которой сохраняется постоянство градуировки
шарикового расходомера. Особенно резко это сказывается с умень-
шением калибра расходомера с винтовым направляющим аппара-
том. Это одна из причин применения расходомеров с тангенциаль-
ным подводом жидкости при малых D7. Вязкость оказывает влия-
298
ние здесь в меньшей степени, хотя о ее увеличением частота вра-
щения шара возрастает из-за увеличения толщины пограничного
слоя и уменьшения площади проходного сечения. Уравнения для
расчета шариковых расходомеров даны в работе [25]. Согласно
ГОСТ 14012—76*, шариковые расходомеры предназначены для
измерения расхода жидкости плотностью от 0,7 до 1,4 г/см3,
вязкостью от 0,3-Ю-® до 12-10-4 м2/о и температурой от —40
до 4-160 °C. Допустимы твердые включения при массовом содер-
жании не более 40 г/л и размерах не более 0,1 мм при Dy = 3 мм;
1 мм при Dy = 6±25 мм; 2 мм при Dy = 32ч-50 мм; 3 мм при
Dy = 70ч-80 мм; 4 мм при Dy = 100 мм; 5 мм при Dy = 125 мм
и 6 мм при Dy = 1504-200 мм.
Шариковые расходомеры появились позже, чем турбинные и
камерные, но несмотря на это, они уже получили промышленное
применение. Это в частности относится к расходомерам типа
«Сатурн», разработанным в НИИтеплоприбор на условные диа-
метры 32; 40; 50; 70; 100; 125 и 150 мм и максимальные рас-
ходы от 2,5 до 400 м8/ч по воде. Их устройство соответствует
рис. 166, а, но тахометрический преобразователь индуктивный.
Диапазон измерения 5 i 1. Приведенная погрешность ±1,5 %
в пределах от 30 до 100 % Qmax и ±2,5 % в пределах от 20 до
30 % Qmax- Потеря давления при Qmax не более 50 кПа. Каждый
оборот шарик модулирует по амплитуде колебания несущей
частоты в индуктивном преобразователе дифференциально-транс-
форматорного типа. Возникающий частотный сигнал по вторичной
обмотке преобразователя подается в частотно-амплитудный преоб-
разователь ЧАП-5, где поступает сначала на операционный уси-
литель, отфильтровывающий несущую частоту и усиливающий
полезный сигнал. Затем последний проходит формирователь и
ждущий мультивибратор, в которых формируются прямоуголь-
ные импульсы стабильной длительности. Формирователь ампли-
туды производит нормирование импульсов по амплитуде, а фильтр
позволяет выделить постоянную составляющую последователь-
ности импульсов. С помощью генератора тока формируется уни-
фицированный выходной токовый сигнал 0—5 мА. Расходомеры
о успехом испытывались на морской воде о содержанием абра-
зивных частиц до 40 г/л, водном растворе хлористого кальция,
формалине, каустике и горячем конденсате. Они оказались зна-
чительно более стойкими и надежными, чем турбинные расходо-
меры при работе на мазуте, хотя и наблюдалось засорение их во-
локнистыми материалами. Вместе о тем было отмечено, что при
открытом байпасном отверстии у преобразователя «Сатурн-50»
при переходе от газотурбинного топлива к мазуту, вязкость ко-
торого в двадцать раз больше, показания возрастали на 20 %-
При закрытом байпасном отверстии влияние вязкости было зна-
чительно меньше.
Наряду с расходомером «Сатурн» в НИИтеплоприбор разрабо-
тан шариковый расходомер типа «Шторм-8А». Его преобразова-
299
1
Рис. 167. Шариковый преобразователь расхода
Шадр-8А у расходомера «Шторм»
тель расхода типа «Шадр-8А» изображен на рис. 167. В корпусе 2
располагается неподвижный узел, содержащий ступицу и два
направляющих аппарата 1 с ограничительными кольцами. Между
последними в канавке находится ферромагнитный шарик 3. С на-
ружной стороны корпуса имеется место для закрепления на вин-
тах тахометрического индукционного преобразователя типа
МИП-1, состоящего из катушки и магнитного сердечника. Расхо-
домер «Шторм-8А» предназначен для измерения расхода дистил-
лята в пределах 2—8 м®/ч при давлении 5 МПа и температуре
2—100 °C в трубе диаметром 32 мм. Погрешность ±1,5 % в диа-
пазоне от 20 до 100 % Qmax- Потеря давления 50 кПа при Qmax-
Кроме того, имеется расходомер «Шторм-32М», преобразователь
которого «Шадр-32М» предназначен для размещения в конкретных
энергетических установках и не имеет прочного корпуса. Изме-
ряемые расходы жидкости от 8 до 50 м3/ч при давлении 10 МПа
и температуре 2—285 °C в трубе диаметром 60 мм. Погрешность!
±1,5 % в диапазоне от 20 до 100 % Qmax- Потеря давления
25 кПа при Qmax- Результаты эксплуатации расходомеров типа
«Шторм» приведены в работе [019].
В дополнение к расходомерам «Сатурн», предназначенным для
труб диаметром от 32 до 150 мм, в НИИтеплоприбор разработаны
расходомеры типа ШРТ для труб диаметром от 3 до 25 мм и на
максимальные расходы от 0,1 до 10 м3/ч. Рабочее давление 2,5 МПа.
Погрешность ±1,5 % в пределах от 25 до 100 % Qmax и ±2,5 %
в пределах от 10 до 25 % Qmax- Потеря давления при Qmax не
более 50 кПа. Расходомеры ШРТ не имеют винтового направляю-
щего аппарата. Подвод жидкости у них тангенциальный по схеме,
показанной на рис. 166, в. Промежуточный частотно-амплитуд-
ный преобразователь типа ЧАП-5 такой же, как и у расходомеров
типа «Сатурн».
Частота вращения шарика обычно много меньше, чем частота
вращения турбинки. Соответственно меньше и частота сигнала,
измеряемая лишь десятками герц. Для повышения этой частоты
до 200 Гц в Одесском политехническом институте разработан рас-
ходомер, у которого индукционный тахометрический преобразова-
тель имеет кольцевой магнит с двенадцатью полюсами.
зоо
Несомненное преимущество шариковых расходомеров перед
турбинными — возможность измерения загрязненных жидкостей,
обусловленная отсутствием изнашиваемых подшипников, и про-
стота конструкции. Однако диапазон измерения у них меньше,
а погрешность несколько выше. Кроме того, их показания силь-
нее зависят от вязкости жидкости. Изнашивание шара и дорожки
качения приводит к появлению отрицательной погрешности.
Потеря давления достигает 0,05 МПа при Qmax (у многих турбин-
ных расходомеров меньше).
За рубежом нашли применение 168] главным образом шари-
ковые расходомеры с тангенциальным подводом для измерения
малых расходов в диапазонах 0,5—5,0 л/ч и 5—50 л/ч. В расхо-
домере фирмы «Бопп—Рейтер» частота вращения шарика велика
и достигает 500 об/с. Соответственно и потеря давления доходит
до 0,4 МПа. Приборы служат только для измерения расхода,
так как их градуировка нелинейная.
16.12. Роторио-шаровые расходомеры
У роторно-шаровых расходомеров в отличие от
шариковых шар или другое тело вращения движется не по кругу,
а вращается вокруг своей оси под воздействием потока измеряе-
мого вещества. Иногда эти приборы называют расходомерами
о левитирующим шаром или расходомерами с гидродинамической
подвеской ротора. Они пока не нашли широкого применения,
однако имеется несколько их разновидностей, отличающихся
друг от друга, в частности, способом приведения шара во вра-
щение.
Преобразователь расхода одного из таких расходомеров типа
«Глобус» показан на рис. 168 [28]. В корпусе 1 запрессована
втулка 3, внутри которой находится шар 4. Последний имеет
канавку на горизонтальной окружности и, кроме того, для обеспе-
чения надлежащей своей ориентации в пространстве воздушную
полость, в верхней части закрываемую пробкой 7. Втулка 3
закрыта сверху крышкой 2, а снизу крышкой, в которой распо-
ложены две индукционные катушки 8 тахометрического преобра-
Рнс. 168. Преобразователь расхода расходомера «Глобус» ;(с шаровым ротором)
301
Рис. 169. Схема преобразователя рас-
хода с взвешенным шаром
зователя. Жидкость через от-
верстие в корпусе 1 входят
в кольцевой коллектор 6, от-
куда через два тангенциальных
отверстия 10 диаметром 0,4 мм
поступает в камеру, где рас-
положен шар, и вызывает его
вращение. При этом гидроди-
намические силы способствуют
такому расположению шара по
высоте, при котором его канав-
ка оказывается в зоне дей-
ствия струй, вытекающих из
отверстий 10. Вращение шара с помощью двух находящихся в нем
магнитных стержней 9 и индукционных катушек 8 преобразуется
в модулированный электрический сигнал. Жидкость удаляется
через два кольцевых коллектора 5 в выходную трубу. Расходо-
мер «Глобус» рассчитан на расходы от 0,3-КГ® до 5-КГ-® м®/с и
давление до 25 МПа. Приведенная погрешность ±1 %. Потеря
давления при расходе 3-10~® м3/с не более 0,03 МПа. Допустимы
механические примеси в жидкости при размере частиц не более
0,04 мм (0,1 от диаметра тангенциальных отверстий). Градуиро-
вочная характеристика расходомера достаточно линейна. Некото-
рую аналогию с преобразователем расходомера «Глобус» имеет
безопорный преобразователь с вращающимся кольцевым диском
(см. главы 32, 37). Жидкость тангенциально поступает в камеру
и приводит во вращение кольцевой диск, наружный диаметр ко-
торого на 5 % меньше внутреннего диаметра камеры. Частота
вращения диска преобразуется в импульсы тока с помощью свет-
лых меток, нанесенных на торцевой поверхности диска, видимых
посредством волоконного оптического устройства и воздействую-
щих на фотодетектор. Диапазон измерения от 0,06 до 6 мл/с.
Принципиальная схема другой разновидности преобразователя
расходомера с шаром, вращающимся вокруг своей оси, приведена
на рис. 169. В основе его работы лежит следующее явление. Шар 3,
помещенный в полости 2 определенной геометрической формы,
в которую жидкость поступает через входное отверстие 1 и ухо-
дит через выходное отверстие 6, будет взвешиваться потоком и
занимать определенное положение, начиная с некоторого значе-
ния расхода. Если такой шар снабдить сквозным диаметральным
отверстием, то он будет вращаться со скоростью, пропорциональ-
ной объемному расходу жидкости, вокруг оси, перпендикулярной
к оси потока. Для передачи частоты вращения шара в него запрес-
совывается магнитная вставка 4, а снаружи диамагнитного кор-
пуса преобразователя помещается индукционный узел 5 съема
сигнала.
На рис. 170 приведена зависимость частоты f вращения шара
от расхода Qo для диаметров шара равных 14; 16 и 20 мм
302
при условном проходном диаметре преобразователя d, равном
20 мм. Исследование проводилось на воде [291. Материал шаров —>
полистирол. Но переход от диаметра d к диаметру полости D как
на входе, так и на выходе, был образован криволинейными обра-
зующими, а не конусами с углами аир, как показано на рис. 169.
Пропорциональность между частотой и расходом наблюдалась
в пределах пятикратного диапазона изменения расхода. С уве-
личением dm частота вращения уменьшается. При уменьшении dm
до 12 мм нарушается устойчивость шара, а при увеличении до
21 мм имеет место полная потеря устойчивости.
На рис. 171 приведена зависимость отношения f/Q0 от расхода
Qo для шаров, имеющих йш, равный 15; 17; 19 и 20 мм при диа-
метре отверстия d — 20 мм [301. Замена криволинейной входной
части на прямоугольную с углом 0 = 180° (см. рис. 169) позво-
лила уменьшить влияние вязкости у шаров с dm, равным 19 и
20 мм, и таким образом увеличить диапазон измерения прибора
(штриховые линии на рис. 171). Опыты показали, что преобразова-
тель может работать в любом положении: горизонтальном, вер-
тикальном и наклонном, причем направление потока может быть
кай снизу вверх, так и наоборот. Частота вращения шара при
этом не изменяется. Кроме того, была обнаружена способность
самоочищения шара от механических примесей, попавших в его
отверстие.
Первые опытно-промышленные образцы аналогичных преоб-
разователей были предназначены для измерения расхода воды
в пределах 0,7—7 м3/ч при давлении до 20 МПа и температуре до
320 °C. Шар был выполнен из двух полусфер, сваренных между
собой. По оси шара располагалась трубка из ферромагнитного
сплава. Для температур менее 250 °C шар изготовлялся из фто-
ропласта. Снаружи корпуса расположено кольцо из кобаль-
товой стали со стабильными магнитными свойствами. Обмотка
из посеребренного провода в стеклоизоляции. Такая магнитомо-
дуляционная система позволит избежать влияния прецессии шара
Рис. 170. Зависимость частоты враще-
ния шара от его диаметра <!ш и от рас-
хода:
1 = <ТШ = 14 мм; 2 — <ТШ= 16 мм; 3 «•
<тш = 20 мм
Рис. 171. Зависимость f/Q от Q при
диаметре шара йш:
t -« 15 мм; 2 17 мм; 3 »» 19 мм; 4 «« 20 мм
303
на выходной сигнал и одновременно избавляет от размещения
магнитных элементов в потоке. На входе и выходе из полости»
где расположен шар, имеются ограничители его хода, предотвра-
щающие запирание шаром отверстий.
Согласно данным работы [37], соотношение размеров про-
точной части (см. рис. 169) надо выбирать в следующих пре-
делах: dm/D = 0,324-0,62; L/D = 0,5-2,0; dBJD = 0,214-0,34;
Овых/D = 0,214-0,79; 0j = 604-360 °C; 02 = 404-75°. Потеря
устойчивости наблюдалась при dB-JD < 0,21, при dBI/D >0,34,
при dBbIX/D < 0,21 при рх < 60° и в меньшей степени при 03 <
< 45°. Но при 02 > 75° шар запирает выходное отверстие. Соот-
ношения dBBnJD > 0,79 и L/D > 2 не оказывает существенного
влияния на устойчивость шара. С уменьшением dBT/D возрастают
частота вращения шара и одновременно потеря напора. При изго-
товлении опытных образцов авторами работы [37 ] было принято!
dm/D = 0,504-0,53; L = 0,5D; dBI = (0,304-0,32) D; dBHX =
= (0,654-0,70) D; 0X = 180°; 0a - 70°.
Дальнейшие исследования были выполнены в НИИтепло-
прибор [18, 20]. Основная цель — увеличение диапазона изме-
рения за счет уменьшения Qmln и упрощение конструкции узла
съема сигнала. Была получена следующая зависимость, связы-
вающая Qmln о геометрическими размерами D, dm, dBT и плот-
ностями шара рш и жидкости pi
Qmln = kmnDdBx (Рш Р) ^щ/12р,
где kju — коэффициент расхода, отнесенный к площади входного
отверстия. Значение кш мало зависит от D, dm и dBI, но умень-
шается от 1,4 до 1,0 при увеличении рш от 1,15 г/см3 (оргстекло)
до 2,7 г/см3 (дюраль).
Кроме того, было установлено, что для достижения минималь-
ного значения Qmm надо иметь dBbIX/D = 0,484-0,50, но для сни-
жения потери давления полезно увеличить dBVa/D до 0,56—0,59.
При малой массе шара (рш = 1,15 г/см3) и размерах: D = 54 мм,
dBX — 18 мм (dBI/D == 0,33), dBBjx — 80 мм (dBbix /D — 0,55),
dm = 27 мм, 0Х = 100° и 02 = 70° удалось получить диапазон
измерения расхода Qmax/Qmin = 12,2, при потере давления 50 кПа
(ПрИ Qmax).
Преобразователь расхода (см. рис. 169) имеет простую кон-
струкцию. Но ему присущи и недостатки. Как указывается в ра-
боте [18], в ряде случаев наблюдается зависание шара в отвер-
стии по оси потока и прекращение его вращения. При некоторых
режимах увеличивается амплитуда колебаний шара, приводящая
к его ударам о стенки камеры. Кроме того, возникают трудности
о обеспечением надежности преобразования частоты вращения
шара в частотный выходной сигнал в связи с появлением прецес-
сии оси вращения шара. В связи с этим тахометрический преобра-
зователь следует выполнять в виде катушки индуктивности, охва-
тывающей весь корпус, в котором помещен шар.
304
В НИИтеплоприбор были исследованы и разработаны преоб-
разователи расхода, у которых шар с диаметральным отверстием
снабжен осью с небольшой аксиальной турбинкой на ее конце.
Это обеспечивает вращение шара вокруг оси обтекающего его по-
тока, устраняет возможность зависания и прецессии шара и упро-
щает устройство тахометрического преобразователя, размещае-
мого на боковой поверхности корпуса, но одновременно и услож-
няет общую конструкцию преобразователя расхода. По сравнению
же с турбинными преобразователями их преимуществами являются
отсутствие опор и возможность измерения расхода веществ, со-
держащих механические примеси. Заводом «Староруссприбор»
[211 изготовляются подобные преобразователи типов ДРГП-50
и ДРГП-8. Первые служат для измерения расхода воды в преде-
лах от 8 до 50 м3/ч при температуре 285 °C, а вторые — в преде-
лах от 2 до 8 м3/ч воды при 100 °C. Первые работают в составе
расходомеров ШРГП-55-50, а вторые — в составе расходомеров
ШРГП-55-8. Погрешность этих расходомеров ±1,5 % от верхнего
предела.
16.13. Измерительные схемы турбинных
и шариковых расходомеров и счетчиков
Большинство находящихся в эксплуатации турбин-
ных счетчиков жидкости не имеют дистанционной передачи пока-
заний. Вал турбинки связан у них через зубчатый редуктор меха-
нически или через магнитную муфту с роликовым или стрелоч-
ным счетным механизмом. Магнитная муфта в прежних конструк-
циях находится между редуктором и счетным механизмом, а в
более новых — между турбинкой и редуктором.
Имеются конструкции, в которых наряду со счетным механиз-
мом, установленным непосредственно на корпусе преобразователя
расхода, есть еще и устройство, обычно электрическое, для дистан-
ционного измерения количества прошедшей жидкости или газа
или же их расхода. Но такие комбинированные механо-электри-
ческие схемы измерения встречаются очень редко. Если же тур-
бинный и шариковый преобразователи расхода имеют тахометри-
ческий преобразователь, вырабатывающий сигналы, частота ко-
торых пропорциональна частоте вращения турбинки или шарика,
то местные указатели расхода или количества отсутствуют.
Для измерения количества прошедшего вещества эти импульсы,
создаваемые тахометрическим преобразователем, считаются элек-
трическим счетчиком импульсов, а для измерения расхода служат
частотомеры, измеряющие частоту импульсов. Иногда ограничи-
ваются измерением среднего значения выпрямленного пульси-
рующего тока. Но в этом случае точность измерения расхода ока-
зывается невысокой.
Применяют два способа измерения частоты. Первый основан
на ее предварительном преобразовании в постоянный ток путем
перезарядки конденсатора. Второй — на счете числа импульсов
305
Рис. 172. Принципиальная
схема преобразования ча-
стоты в ток
изменение напряжения
за определенные промежутки времени.
На рис. 172 изображена схема, пояс-
няющая первый способ. Особое ус-
тройство, например, полупроводнико-
вый триод, показанный на схеме в виде
ключа К., о частотой, равной изме-
ряемой частоте f, подключает конден-
сатор С к источнику напряжения U,
заряжающему конденсатор через ре-
зистор /?3, и затем к разрядной цепи,
состоящей из резистора Лр и измери-
теля силы тока И. Среднее значение
силы разрядного тока i определяет-
ся выражением i = cUf, где U —
на конденсаторе от заряда к разряду.
Для того чтобы сила тока i была мерой частоты f, надо обеспечить
постоянство емкости конденсатора С и постоянство значения U.
Первое определяется качеством конденсатора и свойствами ди-
электрика. Для постоянства же значения U надо стабилизировать
напряжение источника и обеспечить полноту заряда и разряда
конденсатора за время 0.5/-1. Для достижения последнего по-
стоянные времени R3C и RVC должны быть в несколько раз меньше
периода изменения частоты f-1. Так как в схемах о полупроводни-
ковыми триодами применяются стабилизирующие опорные диоды,
обладающие большим температурным коэффициентом, то для
постоянства U необходимо в схеме предусмотреть соответствую-
щую температурную компенсацию. Сила тока i измеряется мил-
лиамперметром или автоматическим компенсатором. В последнем
случае на усилитель, управляющий двигателем, перемещающим
движок реохорда, подается разность напряжений, снимаемых
с /?3 или и с части реохорда.
На рис. 173 показана схема конденсаторного преобразователя
частоты, разработанная в НИИтеплоприбор для тахометрических,
в частности, шариковых расходомеров. Импульсы от тахометри-
ческого преобразователя после усиления и формирования в пря-
моугольные с крутыми фронтами нарастания и спада поступают
на базу полупроводникового триода VI. Заряд конденсатора С
до напряжения UCT стабилитрона V4 происходит от источника
питания Ек через резистор и диод V2 при закрытом триоде VI.
Когда последний открывается, конденсатор С разряжается через
триод VI, диод V3 и цепь нагрузки /?нСф. Емкость Сф сглажи-
вает выходное напряжение. Такой конденсаторный преобразова-
тель частоты «Пирс-5» имеет выходной сигнал 0—5 мА постоян-
ного тока при /?н = 0,2—2,5 кОм и, кроме того, сигнал 0—100 мВ
постоянного тока при /?н = 20 Ом. Имеется несколько модифи-
каций «Пирс-5» в зависимости от верхнего значения измеряемой
частоты f (в пределах от 20 до 400 Гц) и от типа тахометрического
преобразователя (так, «Пирс-5» — для индукционного преобра-
306
зйвателя о катушкой, намотанной на постоянный магнит,
а «Пирс-5УД» — для индуктивного преобразователя с дифферен-
циально-трансформаторной катушкой, питаемой током частотой
5 кГц). Погрешность «Пирс-5» не более 0,5%. Учитывая, что
погрешность выходных измерительных приборов порядка 0,2—
1,0 %, получим общую погрешность измерения частоты в преде-
лах ±(0,54-1,5) %. К ней надо добавить еще погрешность самого
турбинного преобразователя ±(0,3±0,5) %.
Второй способ измерения частоты состоит в счете числа импуль-
сов, вырабатываемых тахометрическим преобразователем за
определенный промежуток времени, или же в счете числа импуль-
сов, вырабатываемых образцовым, кварцевым, генератором за
время, равное или кратное периоду измеряемого сигнала. На
рис. 174 изображена схема, соответствующая первому из этих
вариантов. Здесь подлежащие счету импульсы частотой f после
ус^ителя У и формирователя поступают на ключ К, открываю-
щийся на строго определенное время t импульсами от кварце-
вого генератора Г, проходящими через делитель частоты Д и
реле времени Р. Пока открыт ключ К, импульсы частотой f счи-
таются электронным счетчиком импульсов. Устройство сброса С
служит для возвращения всей системы в исходное положение,
после чего процесс счета повторяется. Измеряемая частота опре-
деляется формулой f = тД, где т — число импульсов, сосчи-
танных за время t. Погрешность Д/, зависящая от нестабильности
кварцевого генератора, пренебрежимо мала. Погрешность же
счета т может быть ±1 импульс. Следовательно, относительная
погрешность измерения f будет 1/т = \/ft = (nz/)-1, где z —
число импульсов, создаваемых тахометрическим преобразовате-
лем за 1 оборот преобразователя расхода; п — число оборотов
последнего в секунду. Отсюда можно найти минимально необхо-
димое время t счета для получения заданной погрешности при п,
соответствующем наименьшему расходу.
При втором варианте цифровой частотомер считает высоко-
частотные импульсы кварцевого генератора за время, равное n/f
Рис. 173. Принципиальная схема
конденсаторного частотомера
Рис. 174. Схема электронного
частотомера, считающего число
импульсов
307
периоду сигнала, вырабатываемому тахометрическим преобразо-
вателем, или кратное ему. При этом может быть обеспечена очень
высокая точность измерения частоты f.
16.14. Измерение массового расхода
и количества тахометрическими
расходомерами и счетчиками
Для измерения массового расхода и количества
о помощью тахометрических расходомеров и счетчиков суще-
ствует много схем. Их можно разделить на две группы. В первой
наряду с тахометрическим преобразователем расхода имеется
независимый от него преобразователь плотности вещества (или
температуры и давления). Вычислительное устройство обраба-
тывает сигналы от этих преобразователей, и на выходе схемы по-
лучаются значения массового расхода жидкости или газа. Во
второй группе тахометрический преобразователь расхода кон-
структивно связан с устройством, реагирующим на изменение
плотности (или температуры и давления). Основное применение
в той и другой группе получили лишь приборы для измерения
массового расхода или количества жидкости, в которых необхо-
димая коррекция достигается только с помощью соответствующего
преобразователя температуры. Схемы с коррекцией по плотности
встречаются значительно реже вследствие трудностей, связанных
с разработкой и изготовлением достаточно точных и надежных
преобразователей плотности.
В одной из таким схем вибрационный преобразователь плот-
ности состоит из полого цилиндра, который колеблется в измеряе-
мой жидкости с частотой, зависящей от ее плотности. Сигнал от
этого преобразователя умножается на сигнал, поступающий от
турбинки, и на выходе имеем сигнал, пропорциональный массо-
вому расходу [441.
В схеме [46] расходомера фирмы «Фор—Герман» («.For—German»)
(рис. 175) турбинка 2 помещена внутри конической втулки 1,
которая перемещается вручную или автоматически, так чтобы
скорость в месте установки турбинки возрастала с увеличением
плотности и наоборот. Для автоматического перемещения втулки
предусмотрен поплавковый преобразователь плотности 4, через
который непрерывно протекает измеряемая жидкость. Преобра-
зователь воздействует на двухфазный реверсивный двигатель 3,
перемещающий втулку 1.
В расходомере, разработанном в НИИтеплоприбор [39],
ось аксиальной турбинки, воспринимающая усилие, пропорцио-
нальное pQo, закреплена на гибких упругих подвесках, что позво-
ляет ей перемещаться в продольном направлении и через рычаг,
уплотненный разделительной мембраной, воздействовать на стан-
дартный компенсационный преобразователь усилия. Сигнал от
последнего, пропорциональный pQo, делится в вычислительном
308
Рис. 175. Схема турбинного массо-
вого расходомера фирмы «Фор—
Гермаи»
устройстве на сигнал от турбинного преобразователя, пропорцио-
нальный Qo и на выходе получаем сигнал, пропорциональный
pQ0, т. е. массовому расходу. Рассмотренные схемы отличаются
сложностью и не получили широкого применения.
При измерении расхода или количества жидкости проще огра-
ничиться введением коррекции на температуру измеряемого ве-
щества. Для турбинных и шариковых расходомеров, имеющих
выходной электрический сигнал, коррекция на температуру вво-
дится с помощью электрического сигнала от преобразователя тем-
пературы. Так, для измерения массового расхода жидкого топ-
лива в ЦКТИ реализована схема, состоящая из шарикового рас-
ходомера, имеющего частотный выходной сигнал, и терморези-
стора, сопротивление которого преобразуется в частоту особым
устройством. Перемножение этих двух частотных сигналов обра-
зует сигнал, пропорциональный массовому расходу. Последова-
тельно с терморезистором включено сопротивление, величина ко-
торого устанавливается от руки в зависимости от исходной плот-
ности жидкости. Приведенная погрешность измерения массового
расхода ±1,5 %.
Глава 17. КАМЕРНЫЕ РАСХОДОМЕРЫ И СЧЕТЧИКИ
17.1. Общая характеристика
и классификация
Камерными называются тахометрические расходо-
меры и счетчики, подвижные элементы которых приходят в дви-
жение (непрерывное или периодическое) под давлением измеряе-
мой жидкости или газа и при этом отмеривают определенные
объемы или массы измеряемого вещества.
309
Некоторые разновидности камерных приборов применяются
уже давно в качестве водо- и газосчетчиков. При этом их подвиж-
ные элементы обычно через зубчатый редуктор соединены со счет-
ным механизмом. Несмотря на трение в последних большинство
камерных счетчиков имеют высокий класс точности. Так, погреш-
ность счетчиков газа равна ±(1—1,5) %, а счетчиков жидкости
±(0,2—1) %. Диапазон их измерения также достаточно большой
и находится в пределах от 5 s 1 до 20 ! 1 и даже более. Вязкость
измеряемого вещества меньше влияет на показания камерных при-
боров по сравнению с турбинными. Некоторые разновидности ка-
мерных счетчиков могут применяться для жидкостей, имеющих
вязкость вплоть до 3-10-4 м2/с. Но конструктивно камерные при-
боры сложнее турбинных и шариковых и поэтому малопригодны
при больших расходах измеряемого вещества. Их редко приме-
няют в трубах, диаметр которых более 200—300 мм. Кроме того,
они весьма чувствительны к механическим примесям и требуют
хорошей фильтрации жидкости и газа. В качестве расходомеров
камерные приборы применяются пока еще редко. Но такое при-
менение в будущем весьма перспективно, особенно при отказе
от механической связи между подвижными элементами и отсчет-
ным устройством. Это позволит еще больше повысить точность
измерения расхода н количества. В простейшем же случае можно
ограничиться лишь добавлением тахометрического преобразова-
теля к существующим конструкциям приборов.
Камерные счетчики имеют большое число различных разновид-
ностей (рис. 176, а—н). Все они могут быть объединены в три
группы!
1) без движущихся разделительных элементов
2) с эластичными стенками камер
3) с движущимися разделительными элементами.
Приборы 1-й группы (рис. 176, а—г) состоят из одной или не-
скольких мерных камер, которые последовательно опорожняются
и заполняются. К ним относятся опрокидывающиеся, измеряю-
щие массу (176, а) или объем (рис. 176, б) жидкости; вращаю-
щиеся барабанные, измеряющие объем жидкости (рис. 176, в)
или газа (рис. 176, г); приборы с колеблющимся колоколом.
Кроме того, к этой же группе камерных счетчиков могут быть
условно отнесены мерные емкости с сильфонным или клапанным
опорожнением. Счетчики без движущегося разделительного эле-
мента — наиболее точные. Но они служат для измерения лишь
небольших расходов и только при ограниченном давлении изме-
ряемого вещества.
Представитель приборов 2-й группы — газосчетчик с эластич-
ными стенками двух (рис. 176, д) или более камер, которые после-
довательно заполняются и опорожняются при их непрерывном
возвратно-поступательном движении. Газораспределительный ме-
ханизм — золотниковый или клапанный. Подобные приборы на-
310
Рис. 176. Различные типы камерных преобразователей расхода: а — опрокиды-
вающийся гравиметрический; б — опрокидывающийся объемный; в — барабан-
ный для жидкости; г — барабанный для газа (смокрые газовые часы>); д — с эла-
стичными стенками («сухие газовые часы»); е — поршневой; ж — ротационный
с восьмеркообразиыми роторами; з — зубчатый с овальными шестернями; и —
кольцевой; к — дисковый; л — лопастной; м — ковшовый; я — ротационный
с трапецеидальными роторами
ходили применение ранее при измерении газа, расходуемого мел-
кими потребителями.
Приборы 3-й группы имеют наибольшее число разновидностей
и применяются чаще других (рис. 176, е—н). Они состоят из
жесткой камеры, в которой при непрерывном перемещении одного
(рис. 176, е, и, к) или нескольких (рис. 171, ж, з, л, м, н) раз-
делительных элементов (поршня, диска, роторов и т. п.) осуще-
ствляется отмеривание объемов жидкости или газа. Перечислим
основные их разновидности.
Поршневые счетчики могут быть однопоршневыми (рис. 176, е)
и много поршневыми с коленчатым валом (см. далее рис. 182)
311
или распределительным диском. Они отличаются высокой точ-
ностью и применяются для измерения расхода нефтепродуктов.
Роторные счетчики отличаются друг от друга формой и числом
роторов. Последние могут быть одинаковыми, например, вось-
меркообразныйи (рис. 176, ж), трапецеидальными (рис. 176, м)
или же различными (см. далее рис. 190). Широко применяются
в качестве газосчетчиков.
Зубчатые счетчики имеют две резко отличные друг от друга
разновидности: счетчики с овальными шестернями (рис. 176, з) и
счетчики винтовые, состоящие из двух-трех роторов винтовой
формы. Те и другие предназначены для измерения жидкостей,
причем винтовые лишь при весьма малых расходах. Основное
применение имеют счетчики с овальными шестернями для изме-
рения жидкости самой различной вязкости, в том числе и очень
высокой. Погрешность ±0,5 % от измеряемого значения.
У кольцевых счетчиков (рис. 176, и) кольцо совершает слож-
ное движение. Оно катится внутри цилиндрической камеры и
одновременно скользит вдоль перегородки, разделяющей отвер-
стия для входа и выхода. Погрешность ±(0,2—0,5) %. Благодаря
удобству разборки и чистки применяется преимущественно для
измерения жидкостей в пищевых производствах.
У дисковых счетчиков (рис. 176, к) диск с шаровой пятой со-
вершает сложное колебательное движение между конусообраз-
ными поверхностями камеры. Ранее дисковые счетчики жидкости
широко применялись.
Лопастные счетчики могут быть со скользящими или же со
складывающимися лопастями. Наибольшее применение имеют
первые. При вращении цилиндрического ротора внутри измери-
тельной камеры лопасти скользят в прорезях ротора. Лопасти
имеют либо кулачковое управление (рис. 176, л), либо движутся,
упираясь пружинами в стенку камеры. Предназначены для изме-
рения жидкости в трубах диаметром 100—200 мм. Погрешность
±0,2 % в диапазоне 3 i 1.
Ковшевые счетчики (рис. 176, я) состоят из ротора кресто-
образной формы, на котором укреплены оси четырех полуцйлин-
дрических ковшей. Под влиянием разности давлений на ковши,
находящиеся у входа и выхода жидкости, ротор вращается. При
этом ковши поворачиваются вокруг своих осей, но так, что их
наклон к горизонтальной оси счетчика остается неизменным.
Предназначены для измерения жидкости в трубах большого диа-
метра от 200 до 400 мм.
17.2. Камерные подвижные счетчики
Камерные подвижные счетчики разделяются на
опрокидывающиеся и барабанные.
Опрокидывающиеся счетчики. Применяются лишь для жидко-
сти и состоят из двух камер или ковшей, опрокидывание которых
312
780
Рис. 177. Опрокидывающийся гравиметрический счетчик мазута
происходит после заполнения одной из камер определенным
объемом (см. рис. 176, б) или определенной массой жидкости
(см. рис. 176, а) в случае грузового уравновешивания. Первые
опрокидываются после начала перетекания жидкости в дополни-
тельный желобок, прикрепленный к наружному краю камеры.
Во избежание разбрызгивания жидкости и преждевременного по-
падания в желобки она поступает через воронки, концы которых
опущены почти до дна камер. Объем камер от 0,5 до 50 л, интер-
валы между опрокидываниями 10—30 с, соответствующие Qmax =
— 0,184-6,0 м®/ч. Опрокидывающиеся счетчики удобны для изме-
рения различных жидкостей при малых расходах в очень широ-
ком диапазоне, достигающем 50 i 1 — 100 ! 1. В этих пределах
они сохраняют высокую точность. Погрешность не более
±(0,5—1,0) % от измеряемой величины и зависит главным обра-
зом от неучитываемого количества тх жидкости, поступающей
в камеру в момент ее опрокидывания, и в меньшей степени — от
изменения момента трения в опорах.
Для уменьшения погрешности следует в момент, когда напол-
нение очередной камеры заканчивается, автоматически снижать
расход подаваемой жидкости по аналогии с тем, как это делается
у ковшевых весов. Это делает значение тх малым и независящим
от расхода. Тогда погрешность можно снизить до 0,1 %, что было
достигнуто в водосчетчиках Штейнмюллера, опорожнявшихся
с помощью сифонов. Но при этом устройство счетчика существенно
усложнится.
Опрокидывающиеся счетчики могут работать и при избыточ-
ном давлении, если они помещены в прочный и герметичный
корпус, внутрь которого подан воздух (по трубе 4 на рис. 177)
под соответствующим давлением. Устройство такого счетчика
мазута (на расходы до 700 кг/ч) конструкции Кирмалова, рассчи-
танного на давление до 0,6 МПа и температуру мазута 50—60 °C,
показано на рис. 177. Внутри цилиндрического корпуса 5, покры-
того теплоизоляцией /, снабженного люком 10 для осмотра и
313
закрывающегося крыш-
кой 6, размещены два
призматических ковша 11,
имеющих сечение в виде
равнобедренных треуголь-
ников. При этом центр
тяжести ковша при за-
полнении будет переме-
щаться строго по верти-
кали, и изменение плот-
ности жидкости (напри-
мер, из-за изменения ее
температуры) не внесет
дополнительной погреш-
ности. Мазут поступает по трубе 5 в распределительный
желоб 9 и оттуда в один из ковшей. Когда определенная
масса жидкости заполнит этот ковш, момент, создаваемый его
весом, преодолеет момент контргруза 8, и подвижная система
(два ковша и контргруз) повернется по часовой стрелке вокруг
оси 12 в положение, показанное штриховой линией. Мазут из
опрокинувшегося ковша выливается и по трубе 2 поступает к по-
требителю. После заполнения левого ковша подвижная система
повернется против часовой стрелки и вернется в исходное поло-
жение. Каждый поворот вызывает срабатывание счетного меха-
низма. Во избежание переполнения жидкостью счетчика пре-
дусмотрен регулятор уровня жидкости, состоящий из поплавка 7,
связанного системой рычагов с клапаном на впускной трубе 5.
Барабанные счетчики. Состоят из барабана, разделенного
перегородками той или иной формы на несколько равновеликих
измерительных камер. Смещение центра тяжести барабана от
вертикали, проходящей через ось его вращения, при поступлении
в него жидкости вызывает периодический или непрерывный по-
ворот барабана. В счетчиках газа барабан непрерывно поворачи-
вается под действием разницы давлений газа на входе и выходе.
Барабанные счетчики применяются лишь для измерения объем-
ного количества жидкости или газа. Но в случае изготовления
барабанного счетчика жидкости с противодействующим контр-
грузом он может измерять массу прошедшей жидкости.
На рис. 178 показано устройство наиболее распространенного
трехкамерного барабанного счетчика жидкости. Вокруг оси счет-
чика имеется кольцевая трубка 6, по которой поступает жидкость,
выливающаяся затем во внутренний цилиндр 7. Последний имеет
три щелевых отверстия, сообщающиеся с измерительными ка-
мерами. Из цилиндра 7 жидкость через нижнюю щель 8 перете-
кает в измерительную камеру 10. При этом равновесие счетчика
не нарушается, так как камера занимает симметричное положение
относительно центральной вертикальной оси. После заполнения
камеры 10 станет повышаться уровень в цилиндре 7 и жидкость
314
через щель 2 начнет заполнять камеру 4. Тогда центр тяжести
сместится влево, и счетчик повернется на 120° против часовой
стрелки. Жидкость через отверстие 1 выльется из камеры 10
в корпус прибора, соединенный с выходной трубкой, а камера 4,
продолжая заполняться, займет нижнее положение. Трубочки 5,
заканчивающиеся открытыми концами в торцевой стенке счет-
чика, служат для удаления воздуха из камер 4, 5 и 10. Стакан-
чики 9, впаиваемые в торцевые стенки камер, позволяют точно
подогнать объем последних к заданному расчетному значению.
Во избежание быстрого опорожнения камер и возможного про-
скакивания барабана с преждевременным попаданием жидкости
в соседнюю камеру делают перегородки (показаны штриховой ли-
нией), которые тормозят выливание жидкости.
По данным фирмы «Сименс и Гальске» подобные барабанные
счетчики, имеющие объем каждой камеры 0,33; 1; 2; 5; 10 и 20 л,
рассчитаны на От,, = 0,25; 0,8; 1,5; 4,0; 7,0 и 12,0 м3/ч соот-
ветственно. Погрешность измерения в диапазоне от 1 до
100 % Qmax не более ±0,5 %, а в диапазоне от 0 до 1 % QmaK
не более ±1 %. Особая модель изготовлялась для Qmax =
— 0,05 м®/ч. Подобные счетчики применяют для измерения коли-
чества различных жидкостей, причем для агрессивных их изготов-
ляют из керамических материалов.
Существуют конструкции счетчиков с большим числом изме-
рительных камер (см. рис. 176, в), но без внутреннего цилиндра.
Поэтому жидкость из отверстия в кольцевой трубке, идущей вдоль
оси, поступает в одну или сразу две измерительные камеры, на-
ходящиеся под этим отверстием. Форма камер несимметрична
относительно вертикали, проходящей через ось, и по мере заполне-
ния камер центр тяжести счетчика сдвигается вправо. Это — при-
чина непрерывного вращения такого барабана по часовой стрелке.
Погрешность барабанного счетчика зависит от вязкости
жидкости, как это видно из рис. 179 [181, и, кроме того, от ее
поверхностного натяжения, плотности, температуры и трения
в опорах. Степень же этого влияния зависит от расхода. При
Рис. 179. Зависимость погрешности 6q барабаниого счетчика
жидкости от расхода:
t ₽=» вода; 2 спирт; 3 масло малой вязкости; 4 — машинное масло
вязкостью 6,8’Ю-1 м’/о; 5 ~ вода при повышенном трении в приборе
315
измерении воды (кривая 1) чем меньше ее расход, тем сильнее
сказывается влияние капиллярных сил, образующих мениск
в отверстии 8 (см. рис. 178) и вызывающих утечку части жидкости
из измерительной камеры обратно во внутренний цилиндр. Поэ-
тому при малых расходах кривая 1 поднимается и имеется неболь-
шая положительная погрешность. При больших же расходах
вновь имеется небольшой подъем кривой 1 вследствие того, что
воздух не успевает выделиться из жидкости и занимает часть
объема измерительной камеры. Наконец, при очень большом
расходе кривая 1 резко падает, потому что уровень жидкости
во внутреннем цилиндре повышается и неучитываемая ее часть
переливается через воздушную трубку в камеру 5 и далее в кор-
пус прибора. У спирта, который имеет малое поверхностное на-
тяжение, кривая погрешности 2 близка к горизонтальной. Поэ-
тому, если у воды в диапазоне 100 i 1 погрешность равна ±0,5 %,
у спирта она снижается до ±0,2 % (во всяком случае в диапазоне
10 • 1). При вязкой жидкости стенки камер покрываются слоем
жидкости и полезный объем их уменьшается. Это приводит к боль-
шой положительной погрешности в начале кривых 3 и 4. Кроме
того, уровень во внутреннем цилиндре повышается и при расхо-
дах, значительно меньших, чем у воды или спирта, начинается
перетекание неучитываемой жидкости через воздушную трубку
в камеру 5, что приводит к резкому падению кривой. Все ска-
занное проявляется тем сильнее, чем больше вязкость жидкости.
Измерять вязкие жидкости все же можно в уменьшенном диапазоне
расходов, учитывая уменьшение полезного объема камер. Так,
по данным [18], можно барабанными счетчиками измерять
жидкости, имеющие вязкость до 76- 10е ма/с. Возрастание трения в
опорах, равно как и уменьшение плотности жидкости, приводит
к возрастанию уровня во внутреннем цилиндре в момент поворота
барабана и, следовательно, уменьшению расхода, при котором
начинается падение кривой погрешности (кривая 5).
Благодаря хорошим метрологическим характеристикам ба-
рабанные счетчики целесообразно применять во всех случаях,
когда требуется высокая точность измерения, а измеряемая
жидкость находится под атмосферным или небольшим избыточ-
ным давлением.
Принципиальная схема барабанного счетчика газа показана на
рис. 176, г. Он имеет четыре камеры, измерительный объем ко-
торых ограничивается уровнем затворной жидкости (обычно воды),
расположенным немного выше оси барабана. Под действием раз-
ности давлений газа на входе и выходе барабан непрерывно вра-
щается. Для увеличения площади проходных отверстий перего-
родки, разделяющие камеры, дополняют торцевыми поверхно-
стями, близкими по площади к четверти круга. Одна из этих по-
верхностей направлена в сторону вращения, а другая отогнута
в обратном направлении. Эти поверхности слегка перекрываются
аналогичными поверхностями соседней перегородки, благодаря
316
чему образуются большие щели для входа и выхода газа. Ранее
газосчетчики с подобными барабанами широко применялись в ка-
честве бытовых газосчетчиков и именовались «мокрыми газо-
выми часами». Затем их заменили на «сухие газовые часы», прин-
ципиальная схема которых показана на рис. 176, д. Круглый
жестяной диск, прикрепленный эластичными стенками (мехами)
из кожи или ее заменителя к основанию, совершает возвратно-
поступательное движение, вытесняя определенные объемы газа.
Барабанные же счетчики газа сохранили свое значение для
лабораторных работ. У газосчетчиков 1-ГСБ-160 и 1-ГСБ-400
полные измерительные объемы 2 и 5 л, пределы измерения 0,08—•
0,24 м3/ч и 0,2—0,6 м3/ч; погрешность ± (0,5—1) %.
17.3. Основы теории камерных счетчиков
с движущимися разделительными элементами
Объем V жидкости, прошедшей через счетчик за
время I, определяется уравнением
V = mV0 + qtt
где Vo — объем жидкости, вытесняемый разделительным эле-
ментом за один цикл или оборот; т — число ходов или оборотов
этого элемента за время t; q — объем жидкости, протекающей
через зазоры в единицу времени.
Разделив это уравнение на время t, получим выражение для
объемного расхода Qo
Qo = nV0 + q, (199)
где n = mlt — число ходов или оборотов разделительного эле-
мента в единицу времени.
Счетный же механизм прибора или отсчетное устройство рас-
ходомера покажут Vn = /nnVf, Qn = nn^i, гДе — объем жид-
кости, учитываемый за одно срабатывание счетного механизма;
тп — число срабатываний счетного механизма за время п =
= mjt.
Обозначим через I = т]тп = п]пп — передаточное число ре-
дуктора между разделительным элементом и счетным механизмом.
Тогда, подставляя в выражения для погрешностей измерения
бу = (Уп - Ю/V и 6Q = (Qn - Qo)/Qo значения Vn, V, Qa
и Qo из предыдущих уравнений и учитывая, что q < nV0, по-
лучим
= (VJiVJtl — qt/V) — 1; 6Q = (V1/tV0)(l ~q/Q0) - 1-
Погрешность показаний зависит от относительной протечки
?7Q0 = qt/V через зазоры. Протечка определяет отрицательный
знак погрешности. Путем рационального выбора передаточного
Числа i можно сместить кривую погрешности и тем уменьшить ее
317
Рис. 180. Зависимость погреш-
ности показаний бу от расхода
у счетчика с овальными шестер-
нями:
1 — азтол; 2 — трансформаторное
масло; 3 — дизельное топливо; 4
керосин; 3 « бензин
абсолютное значение. Для этого
надо положить в предыдущих ура-
внениях бу = 6Q = 0 и опреде-
лять i из уравнений
I = (Vi/Vo) (1 - <flv) ~
= (Vi/Уо) (1
подставляя сюда некоторое среднее
значение протечки g/Q в пределах
диапазона измерения счетчика. По-
лучить при этом бу = 6q = 0 во
всем диапазоне измерения нельзя,
так как g/Q не сохраняется по-
стоянным, а изменяется с расходом.
Величина протечки q зависит от
толщины зазоров, вязкости жидкос-
ти и перепада давления с обеих
сторон разделительного элемента.
Значение же отношения q/Q зависит кроме того еще и от
сил сопротивления движению разделительного элемента. Так,
при расходе Q меньшем порога чувствительности протечка через
зазоры q = Q. При этом бу = 6Q = —100 %. Для уменьшения
протечки q толщину зазора А делают очень малой, так, у ротаци-
онных газосчетчиков А = 0,044-0,08 мм. Поэтому протечка q
зависит главным образом от вязкости измеряемого вещества.
Чем меньше вязкость v, тем больше протечка q. Это наглядно
видно из рис. 180 [10], на котором даны кривые погрешности
счетчика с овальными шестернями Ш-38 на жидкостях различной
вязкости, зависящие от протечки q. Чем больше вязкость, тем
меньше протечка, а значит, и отрицательная погрешность счет-
чика бу. Характер же кривых зависит от того, как изменяется
с изменением расхода Q перепад давления Арэ на разделительном
элементе. Для выяснения этого составим уравнение равенства
работ, совершаемых движущими силами N* = Q0ApB и силами
сопротивления Nc = NM + Nr, где NM и Nr — работа сил ме-
ханического и гидравлического сопротивлений. Работа N№ опре-
деляется силами трения на поверхности разделительного элемента
(например, трением в зубцах овальных шестерен), в опорах, в пе-
редаточном и в счетном механизмах. Пренебрегая некоторой за-
висимостью части из этих сил от АрВ( можем принять, что NM =
= aw, где а — постоянная; w — скорость движения разделитель-
ного элемента. Работа же Nr определяется силами трения жидкости
о поверхность разделительного элемента в зазорах, пропорцио-
нальными скорости w при ламинарном движении жидкости в за-
зорах, а также силами внутреннего трения перемещаемой жидкос-
ти, и инерционными силами, пропорциональными wa. Объе-
диняя для простоты последние две силы и учитывая это соответ-
ствующим значением (лежащим в пределах 1,5—2,0) степени k
318
при скорости w, получим, что Nr — (bw -Ь cwk) w, где b и о —
постоянные. Тогда уравнение работ примет вид
Q0Aps = (a -f- bw -f- cwk) w. (200)
Но w = где — коэффициент пропорциональности, а
Qo — nV о о погрешностью не более ± (0,5 — 2,0) %. Подстав-
ляя значения Qo и w в предыдущее уравнение, получим
Дрв = А + Вп + Спк, (201)
где А = aki/V0; В = btf/V0; С = c^+I/V0.
При ламинарном движении исходя из закона Пуазейля про-
течка через зазоры q = &0Дрв, где k0 — коэффициент пропорцио-
нальности. Следовательно,
q = kQ (Л 4* Вп + Спк).
Подставляя это значение в уравнение (199), получим
q/Q0 = k0 (Л + Вп + Cnk)/[nV0 + k0 (Л + Вп + Сп*)]. (202)
Дифференцируя это уравнение по п и полагая (q/Q0)' = 0,
получим значение п, при котором будет экстремум кривой
п = {A[(k — 1) СР/*. (203)
Так как знак второй производной положительной, то найден-
ный экстремум есть минимум кривой. Следовательно, относи-
тельная протечка <?/Q0 вначале с ростом Qo убывает, а затем после
достижения некоторого расхода Qom начинает возрастать. Решая
совместно последние два уравнения, получим выражение для
определения Qom
Qom = kk0Al(k - 1) + (Vo + kB) [Al{k - 1) C]V*.
Уравнения (201)—(203) позволяют охарактеризовать вид за-
висимости q!Q0 и бу от расхода Qo. Чем больше механические
потери, оцениваемые коэффициентом Л, тем больше значения п
и Qom и, следовательно, тем дальше лежат экстремальные точки
<?/Q0 и 6V от начала координат. Наоборот, с увеличением вяз-
кости и плотности возрастает значение коэффициента С, что при-
водит к уменьшению п и приближению экстремальной точки к на-
чалу координат. Одновременно уменьшается протечка q, что вы-
зывает приближение кривых q/Q0 и бу к оси абсцисс. Крутизна
кривых вправо от экстремальной точки определяется соотноше-
нием коэффициентов А, В, С и значением показателя степени k.
С увеличением вязкости жидкости значение В возрастает, зна-
чение k несколько уменьшается, что приводит к уменьшению
наклона кривых (см. рис. 180).
Потери давления в камерном счетчике складываются из пере-
пада давления Дрэ на разделительном элементе, определяемом
по уравнению (200), и перепада Дрв, затрачиваемого на преодоле-
ние сопротивлений при входе и выходе, а также на трение о стенки
319
прибора. Перепад Др„ = EQO , гдеВ
и feB — постоянные, причем значе-
ние kB лежит в пределах 1 и 2, при-
ближаясь к последней цифре с умень-
шением вязкости. Так как Qo = hV0
(с погрешностью не более 0,5—2,0%,
то Дрэ « EVo* пк*. Тогда полная
потеря давления в счетчике, равная
сумме Дрв и Дрв, будет определяться
уравнением
Др = А + Вп + Сп + EvS*”.
Характер зависимости Др от п
или от Qo существенно зависит
от степени вязкости жидкости.
У маловязких жидкостей значе-
ние В мало по сравнению со значе-
ниями С и Е, а значения показате-
Рис. 181. Зависимость потери
давлении Др от расхода у счет-
чика с овальными шестернями:
1 *— автол; 2 — машинное масло;
3 •— веретенное масло; 4 — соляро
вое масло; 5 — дизельное топливо;
6 ** вода
лей степени k и kB близки к двум. Тогда зависимость между
Др и п или Др и Qo будет близка к квадратичной. Но с увеличе-
нием вязкости будет возрастать значение В по сравнению со зна-
чениями С и Е, а значения показателей k и kB будут убывать,
и кривая зависимости Др от п или Qo будет выпрямляться. При
большой вязкости зависимость близка к прямолинейной. Все
это наглядно видно на рис. 181, характеризующем зависимость
Др от Qo для различных жидкостей [4].
От выбора предельно допустимого перепада давления Дртах
в камерных счетчиках зависят максимальный расход Qmax и
объем о0 измерительной камеры. Ранее для водосчетчиков при-
нимали Дртах = 25 кПа. Теперь же, когда камерные счетчики
применяют преимущественно для измерения расхода нефтепродук-
тов, многие из которых имеют большую вязкость, обычно Дршах =
= 50 кПа. Для газосчетчиков, работающих чаще всего в сетях
низкого давления (менее 0,1 МПа), Дрт»у много меньше. Так,
у ротационных газосчетчиков РГ Дршщ не должен превышать
300 Па.
Так как с увеличением вязкости перепад давления существенно
возрастает, то при заданном значении Дршах максимально допу-
стимый расход Qmax будет убывать с возрастанием вязкости
жидкости. Но одновременно будет уменьшаться и Qmin благодаря
уменьшению протечек через зазоры и смещению максимума кри-
вой в сторону малых расходов. В результате диапазон измере-
ния не только не уменьшится, но даже может возрасти. Так,
для счетчиков с овальными шестернями калибром 60 мм диапазон
измерения QmaT/Qmln = 6 для жидкостей вязкостью до 1.10е м®/с,
а для жидкостей с вязкостью свыше 6.10е м2/с он возрастает
до 10, смещаясь одновременно в сторону малых расходов.
320
Исходя из заданного значения Артах, определяют объем Vo
измерительной камеры. Чем больше Vo и максимальное число
оборотов Мщах, тем больше и Qmax- Но с увеличением калибра
счетчика, а значит, и его объема птах обычно уменьшается.
Так, у счетчиков жидкости с овальными шестернями пшах умень-
шается с 2051 до 303 об/мин при увеличении калибра с 15 до 80 мм,
а у ротационных газосчетчиков nmax снижается с 1000 до 690 об/мин
при возрастании калибра от 100 до’200 мм. Поэтому возрастание
Vo с увеличением калибра должно происходить быстрее, чем воз-
растание Qmax. Так, для счетчиков с овальными шестернями [4]
справедлива формула Vo — aQmax. где а — некоторая постоянная.
17.4. Поршневые расходомеры
и счетчики жидкости
Поршневые счетчики жидкости ранее применялись
для измерения воды. Сейчас благодаря высокой точности измере-
ния (погрешность не более ±0,5—1 %) они служат главным об-
разом для измерения расхода нефтепродуктов. Число порйней
у счетчика бывает различным. Чаще всего встречаются счетчики
с одним, двумя, четырьмя и шестью поршнями. Распределительное
устройство обычно золотниковое, иногда в виде четырехходового
поворотного крана. В отличие от других камерных приборов, имею-
щих зазор между корпусом и подвижным элементом, поршень Имеет
уплотнение в виде манжет из кожи, пластмассы, мягкого материала
или же в виде колец из резины или меди. Поршневые счетчики и
расходомеры в настоящее время применяются лишь при неболь-
ших расходах в трубах, диаметр которых обычно не превышает
50 мм. Вследствие возвратно-поступательного движения поршней
скорость их невысока и при больших калибрах поршневые при-
боры становятся слишком громоздкими.
Одним из первых поршневых счетчиков отечественного произ-
водства был однопоршневой водосчетчик с вертикальным ходом
поршня на калибры 40 и 50 мм и 0т„. равным 12 и 20 м’/ч
соответственно. Позже стал применяться расходомер мазута типа
МП со счетчиком [0121, имеющий четыре вертикально располо-
женных цилиндра с поршнями, штоки которых упираются в рас-
пределительный диск и вызывают как его движение, так и враще-
ние связанного с ним центрального вала. Кривошип последнего
управляет движением золотника, обеспечивающего последователь-
ное соединение цилиндров с входным и выходным отверстиями.
Счетчик числа оборотов центрального вала измеряет количество
прошедшего мазута, а фрикционный тахометр, измеряющий ча-
стоту вращения этого вала, — расход мазута. С помощью ферро-
динамического преобразователя показания расходомера могут
быть переданы на вторичный прибор. Расходомеры МП имеют
три калибра: 15; 25 и 32 мм и соответствующие максимальные
пределы измерения 0,25; 1,25 и 4,0 м’/ч. Погрешность измерения
11 П. П. Кремлевский 321
Рис 182. Четырехпоршневой счетчик бензина
расхода ±2,5 % у калибра 15 мм, у двух остальных ±1,5 %.
Погрешность измерения количества ±1 %. Предельное давление
1 МПа, потеря давления 35 кПа, допустимая вязкость жидкости
от 20,4- 10_* до 89-10"* м2/с.
В топливозаправочных колонках широко применяется че-
тырехпоршневой счетчик бензина (рис. 182). В четырехцилиндро-
вом блоке / перемещаются четыре поршня, штоки которых 14 через
кулисы 17 и ролики 12 приводят во вращение коленчатый вал 11,
а вместе с ним золотник 9 и валик 5, связанный со счетным ме-
ханизмом. Золотник 9, имеющий форму усеченного конуса, распо-
ложен в распределительной головке 2 и притерт к опорной поверх-
ности блока 1. Плотность прилегания золотника обеспечивается
двумя пружинами: гофрированной цилиндрической 7 с опорным
кольцом 6 и расположенной внутри нее винтовой пружиной 4.
В положении, показанном на рисунке, жидкость через отверстие 3
начинает поступать к поршню 13, находящемуся в крайнем по-
ложении, и продолжает поступать к поршню 15, уже прошедшему
половину пути. Одновременно поршни 10 и 16, соединенные што-
ками с поршнями 13 и 15, перемещают уже отмеренную жидкость
через отверстие 8 к выходному штуцеру. Когда поршень 15 дойдет
до своего крайнего положения, золотник 9 сообщит пространство
у поршня 16 с входным 3, а у поршня 15 с выходным 8 отверстиями,
и эти поршни начнут обратное движение. Поршни же 13 и 10
будут продолжать свое первоначальное движение, пока не при*
дут в крайнее положение. Диаметр поршней 70 мм, их ход 32,5 ммг
измерительный объем каждого поршня 125 см8. За один оборот
вала измеряется 500 см8, что при наибольшей частоте вращений
вала 80 об/мин даст расход бензина, равный 2,4 м8/ч. Погрешности
измерения ±0,5 %.
322
17.5. Счетчики жидкости с овальными
шестернями
Рассматриваемые счетчики состоят из двух, находя-
щихся в зацеплении овальных шестерен (см. рис. 176, з), вращаю-
щихся в противоположные стороны под влиянием разности давле-
ний жидкости в подводящей и отводящей трубах и перемещающих
при этом определенные ее объемы. Они — основные среди прибо-
ров камерного типа для измерения количества жидкостей, имею-
щих вязкость от 0,55.10”® до 300-10“® м2/с, температуру от —40
до +120 °C и давление до 6,4 МПа в трубах диаметром от 15 до
80 мм. Их габаритные размеры и масса значительно меньше, чем
у поршневых счетчиков, благодаря вращательному движению раз-
делительных элементов.
Счетчики с овальными шестернями широко применяются для
измерения различных нефтепродуктов. Они должны изготовлять-
ся согласно ГОСТ 12671—81 *Е классов 0,25 и 0,5. В табл. 24
приведены значения Qmln, QH0M и Qmax в зависимости от четырех
диапазонов вязкости жидкости для счетчиков класса 0,5. Для счет-
чиков класса 0,25 значения Qmln в два раза выше, чем приведенные
в табл. 24.
Диапазоны измерения Qmax/Qmin зависят от вязкости и калибра
счетчика и возрастают с их увеличением от 5 до 10. Во избежание
быстрого изнашивания работа при расходах свыше QH0M до 1,3QH0M
допускается не более 5 ч в сутки, а при расходах от 1,3QH0M до
1,5QHOm — не более 2 ч в сутки. Потеря давления при Qmax не
более 500 кПа. Счетчики изготовляются на давления 0,6; 1,6;
2,5; 4,0; 6,4 МПа и на 3 диапазона температур измеряемой жидко-
сти: от —40 до +50 °C; от —10 до +60 °C и от +60 до +120 °C.
Характер работы счетчиков с овальными колесами в большой
степени зависит от вязкости жидкости. С ее возрастанием умень-
шаются протечки через зазоры, но увеличивается сопротивление
вращению овальных шестерен. Поэтому, чтобы не превзойти пре-
дельно допустимой потери давления (500 кПа), приходится сни-
Таблица 24 Значения Qmax, Qhom и Qmin для счетчиков жидкости
с овальными шестернями класса 0,5 м3
Dv, Вязкость, ма/с
(0,55—1,1) 10-’ (1. 1 -6) ю-“ (6 —60) 1 о-6 (60-300) 10—*
ММ а 2 К в 2 * л С 2 м я с 2 X л
в X в в X в в X в в X в
О О О’ О’ О о о О О’ О О о
15 0,6 2 3 0,5 1,6 2,5 0,3 1,1 1,8 0,2 1,0 1,5
25 0,9 3,9 4,5 0,8 2,8 4,2 0,4 2,5 3,8 0,3 2,2 3,3
40 2,5 8,5 12,5 2,1 7,0 10,5 0,9 5,6 9,0 0,8 5,0 8,0
65 4,0 17,0 25,0 3,0 16,0 24,0 1,8 12,0 18,0 1,7 11,0 17,0
80 7,2 36,0 54,0 6,0 32,0 48,0 4,2 28,0 42,0 3,8 25,0 38,0
11*
323
жать значения Qmax. Но одновременно благодаря резкому сокра-
щению протечек через зазоры можно в еще большей степени
уменьшить Qmm> сохранив при этом гарантированную точность.
В результате диапазон измерения Qmax/Qmtn не только не сокраща-
ется, но даже возрастает. Для жидкостей с очень большой вяз-
костью (более 5-Ю"1 м2/с) предложено срезать каждый третий
зуб [20]. Это уменьшает потерю давления и позволяет повысить
Qmax- Протечка через зазоры уменьшается с уменьшением пери-
метра и толщины зазоров, а также с уменьшением модуля зубцов
овальных шестерен. Для маловязких жидкостей рекомендуется
иметь зазоры в пределах от 0,04 до 0,06 мм, а для вязких — в пре-
делах от 0,05 до 0,1 мм. Большие из этих значений относятся
к Dy — 80 мм, меньшие — к Dy — 40 мм. При очень большой
вязкости зазоры увеличивают до 0,2 мм [4]. Периметр зазоров
зависит от отношения L]Dтах, где L — ширина, a Отах — наи-
больший диаметр шестерен. Оптимальное значение L/Dmax =
= 0,8—0,9. Это значение и принято для отечественных счетчиков.
Однако в работе [51 указывается на целесообразность увеличения
отношения L/Dw до значений 1,9—2,0 исходя из того, что это
приведет к уменьшению значения Dmax, а следовательно, и к
уменьшению тормозного воздействия потока и снижению погреш-
ности. Модули зубцов овальных шестерен исходя из удобства
нарезания зубцов и необходимости иметь надежное лабиринтное
уплотнение выбирают небольшими. Так, для Оу — 80 мм модуль
т = 1. С уменьшением Оу модуль снижают до 0,4—0,5. Нарезают
овальные шестерни методом обкатки. Для обеспечения необходи-
мой зависимости между перемещением инструмента и нарезаемого
колеса в кинематические цепи зубофрезерных станков вводят ку-
лачковые механизмы. Максимальная линейная скорость шестерен
почти не зависит от калибра счетчика и лежит в пределах
2,2—2,7 м/с, но максимальное число оборотов овальных ше-
стерен nmax существенно (от 2000 до 300 об/мин) уменьшается
с возрастанием калибра. Оно определяется формулой nmax =
= Qmax/60Vo, где nmax, об/мин; Qmax, м3/ч; Vo — объем измери-
тельной камеры, равный объему перемещаемой жидкости за один
оборот шестерен, м3. Объем Vo возрастает с увеличением отно-
шения большой оси овала к малой. Обычно это отношение берут
около 1,65 [15].
Особенности геометрии овальных шестерен и измерительной
камеры счетчика обусловливают некоторую неравномерность пере-
мещения жидкости в счетчике в пределах одного оборота шестерен,
сопровождающуюся пульсацией их угловых скоростей. Это обу-
словливает некоторую погрешность в пределах одного оборота
[12, 14]. Устранить ее можнр, сделав привод счетного механизма
не от одной, а от двух шестерен с помощью дифференциальной
планетарной передачи [14].
Блок сменных шестерен позволяет изменять передаточное
число редуктора, а значит, и показания счетного механизма
324
Рис. 183. Счетчик жидкости с овальными шестернями типа ШЖО и ШЖАО
в пределах от —1,5 до +1,1 % 14]. Если вязкость у измеряемой
жидкости меньше вязкости градуировочной, то надо увеличить по-
казания, чтобы кривая погрешности сместилась в плюсовую об-
ласть. При большой вязкости поступают наоборот.
Работы по созданию счетчиков жидкости с овальными шестер-
нями были выполнены в ПКБ «Ленгазаппаратура» (Мин-во мест-
ной пром-сти), разработавшем счетчики типа СВШ на диаметры
условного прохода от 15 до 250 мм. Несколько типоразмеров этих
счетчиков на Оу> равный 20; 40 и 80 мм, выпускались заводом
«Ленгазаппарат» № 4. Эти работы были продолжены в СКБ «Нефте-
химприбор» (г. Баку), разработавшем счетчики типов ШЖУ,
ШЖУА, ШЖУО, ШЖУАО. Буква О в обозначении указывает,
что счетчик снабжен обогреваемой рубашкой, а буква А — что
он предназначен для измерения агрессивной жидкости. На
рис. 183 изображен счетчик с обогреваемой рубашкой (типы
ШЖУО и ШЖУАО) для измерения быстрозастывающих жидкостей
с вязкостью до 3-104 м2/с.
Овальные шестерни 3 размещены внутри измерительной ка-
меры 4. В их ступицах запрессованы бронзо-графитовые втулки 5,
вращающиеся вместе с шестернями вокруг неподвижных осей 1,
концы которых укреплены в задней кромке 2 измерительной ка-
меры. Подобная простая конструкция опор оправдана для
325
жидкостей небольшой и средней вязкости. При значительной
вязкости жидкости целесообразно применять шарикоподшип-
ники. Одна из шестерен на своем торце имеет хвостовик 7, свя-
занный парой зубчатых колес 8 с радиальной магнитной муфтой 9,
герметически отделяющей редуктор 11 и счетный механизм 12
от измеряемой жидкости. Редуктор И, находящийся в выемке
крышки 10, через поводок 15 и поводковую муфту 14 связан со
счетным механизмом 12. Этот механизм роликового типа со стре-
лочным указателем защищен алюминиевым корпусом 13. Из-
мерительная камера 4 находится внутри стального корпуса 6,
снабженного рубашкой, обогреваемой паром при давлении до
1,6 МПа. У счетчиков ШЖУО овальные шестерни, измерительная
камера, крышка и корпус изготовляют из стали 2Х13Л, а у счет-
чиков ШЖУАО —из стали Х18Н12МзТЛ.
Для незастывающих жидкостей, таких, как бензин, керосин,
дизельное топливо, автол, различные масла и другие, изготовля-
ются счетчики ШЖУ и ШЖУА без обогреваемой рубашки. При
давлении жидкости, не превышающем 0,6 МПа, корпус делается
из алюминиевого сплава, а не из стали.
Если счетчик с овальными шестернями снабдить тахометриче-
ским преобразователем или же тахометром, измеряющим частоту
вращения выходного вала редуктора, то тогда наряду с измере-
нием количества прошедшей жидкости будет измеряться и ее
расход [20]. При этом необходимо иметь устройство (например,
демпфирующее) для сглаживания пульсаций шестерен в пределах
каждого их оборота.
Если автоматически поддерживать перепад давления с обеих
сторон счетчика равным нулю принудительным вращением одной
из овальных шестерен от электродвигателя [16] и тем исключить
протечки через зазоры, можно получить высокую точность изме-
рения в очень большом диапазоне расходов.
17.6. Лопастные счетчики жидкости
Лопастной счетчик жидкости состоит из вращающе-
гося внутри цилиндрической камеры цилиндра и четырех лопастей,
перемещающихся в радиальных прорезях последнего. Одна или
две из этих лопастей всегда принудительно выдвинуты из цилин-
дра практически до упора во внутреннюю поверхность камеры
(рис. 184). При этом лопасти перекрывают кольцевой проход и,
находясь под разностью давлений жидкости, входящей и уходя-
щей из счетчика, перемещаются вместе с последней, вызывая
одновременно вращение цилиндра. Лопастные счетчики предназ-
начены для измерения в трубах диаметром 100—200 мм.
Принудительное перемещение лопастей в радиальных проре-
зях осуществляется с помощью профилированного кулачка или
под воздействием направляющей кромки внутри измерительной
камеры. В первом, наиболее употребительном случае (см. рис. 184),
326
вокруг расположенного в центре
неподвижного профилирован-
ного кулачка 2 обкатываются
четыре ролика 4, каждый из
которых закреплен на своей
лопасти. При этом способе ло-
пасти не упираются во внутрен-
нюю поверхность камеры 3 и
между ними остается неболь-
шой зазор. Если вращающийся
цилиндр 1 расположен концен-
трично с камерой 3, то для
Рис. 184. Схема лопастного счетчика
жидкости
предотвращения непосредственного перетекания жидкости из под-
водящей трубы в отводящую служит кольцевая вставка 5 [9, 121.
При втором способе вращающийся цилиндр размещен эксцент-
рично относительно измерительной камеры, и лопасти принуди-
тельно прижимаются к ее внутренней поверхности под воздейст-
вием пружин или же благодаря механической связи противопо-
ложных лопастей, образующих две лопастные пары [17, 21 1.
Здесь протечки через зазоры сведены до минимума, но зато име-
ется трение лопастей о цилиндрическую поверхность камеры, что
приводит к изнашиванию трущихся поверхностей и увеличивает
потерю давления. При кулачковом приводе лопастей этих недо-
статков нет, но необходима повышенная точность изготовления
кулачкового механизма, лопастей и внутренней поверхности ка-
меры, чтобы обеспечить малые (около 0,05 мм) зазоры. Профиль
кулачка состоит из четырех частей, каждая из которых соответ-
ствует повороту цилиндра на 90°. В пределах первой части радиус
кулачка возрастает от rmln до rmax, что обеспечивает полное пере-
мещение лопасти внутрь измерительной камеры. Во второй части
кулачок сохраняет постоянный радиус rmax, и лопасть движется
вдоль внутренней поверхности камеры, перемещая отмеренный
объем жидкости из подводящей трубы в отводящую. В третьей
части радиус кулачка уменьшается от гшах до rmln. Это сопро-
вождается обратным перемещением лопасти, внутрь цилиндра.
В четвертой части кулачок имеет постоянный радиус rmtn. Утоп-
ленная в цилиндре лопасть перемещается вдоль неподвижной
вставки, разделяющей входную и выходную полости счетчика.
При профилировании кулачка в пределах первой и третьей
частей, когда его радиус изменяется от rmtn до rmax и обратно,
для сохранения длительной работоспособности счетчика надо
стремиться к тому, чтобы не было резкого изменения ускорения
у лопастей [8, 9]. Для уменьшения трения износа как нижних
опорных торцов лопастей о нижнюю поверхность измерительной
камеры, так и их боковых плоскостей о стенки прорезей в цилиндре,
целесообразно устанавливать внизу камеры опорные ролики или
шарикоподшипники, а внутри цилиндра укреплять ролики,
направляющие движение лопастей.
327
Таблица 25 Значения Qmax. Оном " Qmln
для лопастных счетчиков жидкости класса 0,5, м3
Dy. ММ Вязкость, м*/с
(0,55 -6) 10-’ (5-60) 10-’ (60—300) 10-’
^mln Qhom Qmax Qmln | Qhom ' Qmax Qmln Qhom Qmax
100 17,5 70 105 14 56 84 11,2 45 67,5
150 45 180 270 35 140 210 27,5 110 165
200 70 280 420 56 225 337 45,0 180 270
Объем V жидкости, проходящей через лопастной счетчик
за один цикл его работы (за один оборот цилиндра с лопастями),
выражается уравнением
V = л(г1 — Гц) Я/4 — Mils,
где гк и Гц — радиусы камеры и цилиндра соответственно; Н —
высота камеры и лопасти; I — гтах — Гщш — радиальный ход
лопасти; s — толщина лопасти.
Диапазоны измерения лопастных счетчиков зависят от вяз-
кости жидкости и для класса точности 0,5 приведены в табл. 25.
Из таблицы следует, что с возрастанием вязкости уменьшаются
значения Qmln, QH0M и Qmax, но диапазоны измерения сохраняются
неизменными, а именно: Qmax/Qmin = 6 И QHOM/Qmln = 4. Согласно
ГОСТ 22548—77* для лопастных счетчиков класса 0,2 значения
Qmin Б два раза больше, чем те, которые приведены в табл. 25.
Следовательно, ДЛЯ НИХ отношение Qmax/Qmin = 3; QHoM/Qmln = 2,
Потеря давления при Qmax не должна превышать 50 кПа. Лопаст-
ные счетчики изготовляются на рабочие давления: 1,0; 1,6;
2,5; 6,4 МПа и на три диапазона температур измеряемой жидко-
сти: от —40 до +50 °C, от +10 до +60 °C и от +60 до +120 °C.
Из приведенных таблиц следует, что при Qmax частота вращения
счетчика сОу = 100 мм лежит в пределах от 156 до 235/об/мин,
а счетчика с Dr = 200 мм — в пределах от 60 до 93 об/мин. При
этом имеем максимальные линейные скорости лопастей 2,6—
3,9 м/с для счетчика с Dy = 100 мм и 1,8—2,7 м/с для счетчика
с £)у = 200 мм. Эти цифры далеки от предельно возможных. Так,
в [8 ] указывается, что в зависимости от размеров частота вращения
лопастных счетчиков может лежать в пределах 200—600 об/мин.
Одновременно с повышением частоты вращения могут быть сокра-
щены размеры счетчиков. В работе [10] рекомендуется для счет-
чиков с Dy равным 100 и 200 мм, иметь 2гк, равные 228 и 444 мм,
2гц, равные 133 и 333 мм; Н, равное 178 и 444 мм и s, равное 6 и
12 мм. При этом потеря давления не превысит 50 кПа, указанного
f ГОСТ 22548—77*, так как в существующих лопастных счетчи-
ах она почти в два раза меньше.
Конструкция отечественных лопастных счетчиков разработана
СКВ «Нефтехимприбор». Привод лопастей от профилированного
328
кулачка соответствует схеме, показанной на рис. 184. Ось вращаю-
щегося цилиндра должна быть расположена вертикально. На
верхней части цилиндра установлено зубчатое колесо, которое
через промежуточную шестерню и радиальную магнитную муфту
вращает редуктор, связанный со счетным механизмом. Разработаны
лопастные счетчики на диаметры 100, 150 и 200 мм типа ЛЖ для
измерения светлых нефтепродуктов и других нейтральных жидко-
стей. Корпус с крышкой и вращающийся цилиндр изготовляют
из чугуна, лопасти из алюминиевого сплава, подшипники шари-
ковые. Для передвижных установок на Dy = 100 мм спроектиро-
ван облегченный счетчик с алюминиевым корпусом. Для измерения
агрессивных сред разработаны лопастные счетчики типа ЛЖА.
В них применены коррозионно-стойкие материалы, а вместо ша-
рикоподшипников — подшипники скольжения. Для измерения сы-
рого и дистиллированного парафина созданы лопастные счетчики
типа ЛЖО с рубашкой, обогреваемой паром.
Все рассмотренные лопастные счетчики имеют один вращаю-
щийся цилиндр с одним каналом обтекания. Возможно построение
симметричного лопастного счетчика с двумя вращающимися ци-
линдрами и двумя измерительными камерами. В работе [10]
такая модификация особенно рекомендуется при измерении боль-
ших расходов, для гашения вибрации.
17.7. Ковшовые счетчики жидкости
Вращающаяся система счетчика состоит из цилиндри-
ческого ротора, имеющего крестообразное поперечное сечение,
(см. рис. 176, м) и четырех полукруглых корытообразных ковшей,
размещающихся в полукруглых пазах, выточенных в роторе.
На концах ротора имеются две дисковые пластины с укрепленными
на них четырьмя подшипниками, внутри которых вращаются
оси ковшей. Между измерительной камерой и ротором имеется для
прохода жидкости кольцевой канал, внизу которого помещена
вставка, препятствующая непосредственному перетоку жидкости из
входного отверстия в выходное. Площадь поперечного сечения
канала равна (ги — rp) Н, где гв — внутренний радиус измери-
тельной камеры; гр — наружный радиус ротора; Н — высота
канала. Между радиусом ковшей ги и радиусом окружности г0,
на которой расположены их оси, существует соотношение гк =
— (Гр — Го)0,5, обеспечивающее герметизацию кольцевого канала,
который всегда перекрыт двумя или тремя ковшами. Разность
давлений жидкости на входе и выходе вызывает движение ковшей
и вращение ротора. При этом ковши движутся плоскопараллельно,
так что их наклон относительно оси ротора все время остается
неизменным. Это обеспечивается с помощью четырех шестерен,
укрепленных на осях ковшей и связанных четырьмя промежуточ-
ными шестернями с центральной неподвижной шестерней. Другой
способ, реализованный в счетчиках СКВ «Нефтехимприбор»,
329
заключается в применении особого четырехзвеиного механизма.
Он состоит из диска, несущего четыре пальца, связанного криво-
шипами с ковшами. Диск расположен эксцентрично на передней
промежуточной крышке и может вращаться вокруг своей оси. Гео-
метрические оси ротора, диска, ковша и кривошипа — вершины
четырехзвенного механизма. В результате при полном повороте
ротора по часовой стрелке ковши также совершают полный по-
ворот вокруг своих осей, но уже против часовой стрелки.
Основное достоинство ковшовых счетчиков — большой измери-
тельный объем, благодаря чему они удобны для измерения сравни-
тельно больших расходов жидкости в трубах диаметром 200—
400 мм. За полный оборот ротора через счетчик перемещается
жидкость, не только находящаяся в кольцевом канале, но также
и заполняющая полукруглые пазы в роторе. Поэтому измеритель-
ный объем счетчика равен всей площади измерительной камеры
лги за вычетом крестообразной площади поперечного сечения ро-
тора, а также площади поперечного сечения стенок ковшей. Дру-
гое достоинство ковшовых счетчиков — большой диапазон изме-
рения. Они имеют Qmax/Qmm — Ю. В пределах этого диапазона
они сохраняют погрешность ±0,5 % от измеряемой величины.
Недостаток рассматриваемых счетчиков — конструктивная слож-
ность. У ковшовых, как и у других счетчиков камерного типа,
сопротивление движению разделительных элементов возрастает
с увеличением вязкости жидкости. Это приводит к соответствую-
щему снижению предельно допустимых расходов. Потеря давле-
ния в большинстве случаев не превосходит 30 кПа (при очень
большой вязкости не свыше 50 кПа).
17.8. Кольцевые счетчики жидкости
Подвижной элемент кольцевого счетчика — кольцо 8
(рис. 185, а), находящееся внутри измерительной камеры 2.
Под давлением жидкости, поступающей через отверстие 6, кольцо
катится по внутренней поверхности камеры 2 и одновременно
скользит вдоль перегородки 5, вытесняя жидкость из измеритель-
ной камеры через выходное отверстие 4. При этом ось 7 кольца
движется по часовой стрелке вокруг оси 3 внутри цилиндра 1.
После поворота оси 7 на 180° (рис. 185, б) внутри кольца ока-
жется замкнутым определенный объем жидкости. Под давлением
Рис. 185. Схема движения кольцевого поршня в кольцевом счетчике жидкости
330
жидкости, поступающей снаружи кольца, последнее будет продол-
жать свое движение и вытеснять замкнутую в нем жидкость через
отверстие 4. На рис. 185, виг показано положение кольца при
повороте на 270 и 360° соответственно. Измерительный объем счет-
чика определяется выражением
Va = [л (г£ —- г£) — ЧпГкЫН — Sn,
где ги — внутренний радиус камеры; гя — наружный радиус
цилиндра /; гк — средний радиус кольца; б — толщина кольца;
Н — высота камеры и кольца; sn — площадь поперечного се-
чения перегородки.
Существенное достоинство кольцевого счетчика — простота
его устройства, прежде всего движущегося элемента — кольца.
Это упрощает и облегчает разборку и очистку счетчика. Поэтому
кольцевые счетчики широко применяют при измерении расхода
различных жидких пищевых продуктов: соков, молока, сиропов,
и т. п., всюду где требуется частая разборка и чистка. В зависимо-
сти от рода измеряемого вещества кольцо может изготовляться
из графита, бронзы, легких металлов и других материалов. Как и
большинство других камерных счетчиков, кольцевые создают не-
большую неравномерность движения жидкости в пределах каж-
дого цикла.
Погрешность счетчика уменьшается с увеличением вязкости
жидкости и сокращением диапазона измерения. Для жидко-
стей, имеющих очень малую вязкость (менее 0,7 • 10"®м2/с), погреш-
ность ±1 % в диапазоне от 30 до 150 % QH0M. При вязкости от
0,7 до 300 10"® м2/с погрешность равна ±0,5 % в диапазоне от
15 до 150 % Qhom- Погрешность снижается до ±0,2 % при умень-
шенном диапазоне измерения от 60 до 150 % QH0M и вязкости от
0,7 до 6 10”® м2/с или при диапазоне от 50 до 150 % QH0M и вяз-
кости от 6-10"® до 300-10"® м2/с. В работе [11] указывается, что
для узкого диапазона измерения погрешность может быть сни-
жена до ±0,1 %.
17.9. Камерные счетчики жидкости
других типов
Наряду с рассмотренными выше имеются камерные
счетчики жидкости с другими формами подвижного раздели-
тельного элемента. Остановимся на некоторых из них. На
рис. 176, к показано устройство дискового счетчика жидкости.
Под давлением поступающей жидкости его разделительный
элемент — диск с центральным шаром, опирающимся на шаровую
пяту, — совершает сложное колебательно-нутационное движение.
При этом поверхность диска катится по конусам измерительной
камеры, а его радиальная прорезь перемещается вверх и вниз
вдоль радиальной перегородки. До появления счетчиков с оваль-
ными шестернями дисковые счетчики имели довольно широкое
331
применение для измерения различных нефтепродуктов и других
жидкостей. Они изготовлялись на калибры от 15 до 150 мм.
Для измерения количества жидкости при небольших и малых
ее расходах удобны винтовые счетчики. Они состоят из двух
совместно вращающихся под давлением поступающей жидкости
винтов с циклоидальным профилем. Один из винтов имеет
выпуклый профиль нарезки, другой — вогнутый. Возможен и
другой вариант построения винтового счетчика с одним рабочим
винтом и двумя боковыми винтами для обеспечения герметичного
уплотнения. Винтовые счетчики целесообразны для калибров
от 6 до 40 мм. В СКВ «Нефтехимприбор» разработан винтовой
преобразователь расхода мазута типа ПР-10/64, снабженный инду-
ктивным преобразователем, вырабатывающим выходной сигнал
0—5 мА, пропорциональный расходу мазута. Расходомер мазута
ТМ2С-10/64 с преобразователем ПР-10/64 предназначен для изме-
рения расхода в пределах от 0,24 до 1,2 м’/ч и вязкости жидкости
(З-е-4) 10-5 м’/с. Диаметр условного прохода 10 мм. При вязкости
в пределах (4±6)10-5 ма/с верхний предел измерения снижается
до 1,1 м’/ч, а при вязкости (6,04-8,5) 10~5 м2/с — до 1,0 м’/ч.
Потеря давления при Qmax составляет: 0,1; 0,14; 0,18 МПа при
вязкости 4 10-5; 6 • 10'5 и 8,5• 10-5 ма/с соответственно. Температура
жидкости от +50 до +125 °C, давление до 6,4 МПа. Погрешность
измерения количества: ±1 % в пределах 50—100 % и ±1,5 %
в пределах 20—100 % Qmax. Погрешность преобразования рас-
хода в пропорциональное ему значение силы тока ±1,5 от предель-
ного значения тока 5 мА.
332
Весьма оригинальный расходомер, имеющий два преобразо-
вателя расхода — зубчато-винтовой и поршневой — разработан
в Дании [13]. Его схема показана на рис. 186. Средний ротор 5
зубчато-винтового преобразователя приводится во вращение от
двигателя 9 мощностью 3 кВ через муфту 8. Вал ротора вращается
в подшипниках 6 и снабжен уплотнительной муфтой 7, рассчитан-
ной на давление до 20 МПа. Два боковых ротора служат для уплот-
нения. Частота вращения роторов такова, что давление на входе
равно давлению на выходе, и поэтому при неизменном расходе
поршень 2 в цилиндре 3 не перемещается. Но при увеличении или
уменьшении расхода появляется разность давлений с обеих сто-
рон поршня 2, и последний начинает перемещаться в ту или дру-
гую сторону. Тогда преобразователь 1 положения х поршня дает
сигнал регулирующему устройству 12, которое изменяет частоту
вращения двигателя 9, пока давления жидкости на входе и выходе
не сравняются и перемещение поршня прекратится. Таким обра-
зом, частота вращения двигателя 9 пропорциональна объемному
расходу. Его вал снабжен двумя тахометрическими преобразова-
телями 10 и И для выработки аналогового (ЛСЗ) и цифрового
(ДСЗ) сигналов соответственно. Для измерения быстропеременной
(пульсационной) составляющей расхода в пределах до 500 Гц
малоинерционный поршень 2 снабжен преобразователем 4 ско-
рости х' своего перемещения, вырабатывающим сигнал АСП.
С помощью устройств 13—15 сигналы АСЗ и АСП могут быть
сложены. Частота вращения двигателя 9 может изменяться от 1
до 4000 об/мин и таким образом достигается очень большой диапазон
измерения — 4000 : 1. Предельный расход 260 м3/ч. Погрешность
менее ±0,5 %. Потеря давления не более 2000 Па. Прибор пред-
назначен для измерения расхода минерального масла в прямом и
обратном направлениях.
Для измерения количества и расхода жидкости в трубах не-
большого диаметра наряду с винтовыми целесообразны преобра-
зователи ролико-лопастного типа,
у которых лопасти не выдвиж-
ные и представляют одно целое
с вращающимся цилиндром, а ро-
ликовые замыкатели — цилинд-
рические серповидного сечения.
Устройство такого преобразова-
теля показано на рис. 187 [7].
Внутри корпуса 1, образующего
кольцевую измерительную ка-
меру, соосно с последней помещен
цилиндрический ротор 2, имею-
щий две лопасти. Жидкость
поступает через канал 4 и своим
давлением на лопасть приводит
ротор 2 во вращение. При этом
3 2 1 5
Рйс 187. Роликово-лопастной счет-
чик жидкостей
333
жидкость, находящаяся в кольцевой измерительной камере, ухо-
дит через выводной канал 5. Оси двух цилиндрических замыкате-
лей 3 связаны шестеренками с осью ротора 2 и вращаются вместе с
ним. Они отделяют входной 4 и выходной 5 каналы друг от друга.
Вращающиеся элементы установлены на шарикоподшипниках.Раз-
работано три типоразмера преобразователей: OP-20, ОР-200 и
ОР-ЮОО на диаметры труб 12, 25 и 55 мм и Qmax, равное 0,04;
0,4 и 1,5 м’/мин соответственно. Расход за один оборот 20, 200
и 1000 см8 соответственно. Предельное давление 16 МПа, наиболь-
шая потеря давления 50 кПа. Температура от —40 до +150 °C.
Погрешность ± (0,1 —0,2) % в диапазоне от 10 до 100 % Qmax
при вязкости в пределах (1 ± 1000) 10~4 м2/с. Следует отметить
высокую точность преобразователей в очень широком диа-
пазоне вязкостей.
17.10. Коррекция температуры в камерных
счетчиках жидкости
Выпускаемые серийно камерные счетчики жидкости:
поршневые, лопастные, с овальными шестернями и другие —
измеряют количество жидкости в единицах объема. Для возмож-
ности судить о количестве жидкости в единицах массы эти счет-
чики должны быть оборудованы корректорами на изменение плот-
ности или температуры при неизменном составе жидкости.
В барабанном счетчике, применяемом для измерения количе-
ства спирта, коррекция осуществляется автоматически с помощью
поплавкового плотномера, определяющего количество прошед-
шего через прибор стопроцентного алкоголя. В остальных ка-
мерных счетчиках жидкости ограничиваются коррекцией на тем-
пературу. Коррекция обычно производится механическими сред-
ствами. Преобразователь температуры (например, термоманомет-
рического типа) воздействует на механизм, который изменяет
передаточное число между осью подвижного элемента и счетного
механизма. Элемент, воспринимающий давление в манометриче-
ском преобразователе температуры, рекомендуется иметь с боль-
шим измерительным перемещением и развивающим достаточное
перестановочное усилие. Этим требованиям хорошо удовлетво-
ряет сильфон. Механизм, изменяющий передаточное число, мо-
жет быть различным. Для этой цели пригодна планетарная пере-
дача, в которой частота вращения выходного вала зависит от
положения ролика на фрикционном диске. Ролик передвигается
рычагом, связанным с сильфоном [19]. В СКВ «Нефтехимприбор»
разработан термокорректор [6], в котором для изменения ча-
стоты вращения выходного вала применены муфты свободного
хода, приводящиеся во вращение путем заклинивания роликов.
Такие механизмы должны иметь настроечные элементы, учитываю-
щие значения коэффициента объемного расширения измеряемой
жидкости.
334
17.11. Камерные счетчики газа
Камерные газосчетчикн роторного типа с роторами
восьмеричной формы (рис. 188) изготовляются серийно. Для син-
хронизации вращения роторов на концах их осей с обеих сторон
имеются соединительные шестерни. Под действием разности
давлений газа на входе и выходе роторы приходят во вращение.
В положении, показанном на рис. 188, а, левый ротор замкнул
в измерительной камере заштрихованную порцию газа, которую
затем будет перемещать в выходной патрубок. В этом положении
движущий момент Л4Д приложен только к левому ротору. Но
при дальнейшем вращении роторов появится и будет возрастать
(в пределах угла поворота 90°) движущий момент на правом ро-
торе, а на левом он будет уменьшаться, пока не станет равным
нулю после угла поворота 90° в положении, показанном на
рис. 188, б. При этом правый ротор замкнет вторую заштрихован-
ную порцию газа. Всего за один оборот роторов счетчик переме-
щает четыре таких заштрихованных объема. Жирными линиями
показаны участки поверхности роторов, обрабатываемые с вы-
сокой точностью, потому что по ним скользит точка сопряжения
роторов при их обкатывании друг по другу. На концах большого
диаметра ротора имеются небольшие площадки с острой кромкой,
способствующие самоочистке поверхностей счетчика. С уменьше-
нием отношения с/а объем измерительной камеры возрастает.
Обычно с/а — 0,34-0,4. Дальнейшее уменьшение отношения с/а
нежелательно по соображениям прочности. Отношение длины L
ротора к его диаметру D выбирают в пределах 1,3—1,9. При этом
обеспечиваются наименьшие протечки через зазоры, зависящие не
только от их периметра, но и от перепада давления на роторах.
Толщина радиальных и торцевых зазоров между роторами и кор-
пусом от 0,04 до 0,1 мм. Перепад же давления на газосчетчике
должен быть не более 300 Па. Для достижения столь малой потери
давления применяются шарикоподшипники и выбираются допу-
стимые частоты вращения роторов, а в газосчетчиках малых ка-
либров (РГ-40 и РГ-100) кроме того передача к редуктору и счет-
ному механизму осуществляется с помощью магнитной муфты,
Рис. 183. Схема роторного преобразователя расхода
335
Таблица 26 Технические характеристики ротационных газосчетчнков
Параметр Тип газосчетчика
РГ 40 РГ 100 РГ-250 РГ 400 РГ 600 РГ 1000
Qmax, М*/ч Qhom. м»/ч Qtnin, м’/ч Порог чувствительно- сти Погрешность, % при (0,1-=-0,2) QH0M » (0,2-г-1,2) QHom Dy, мм П (при Qhom), об/мин 48 40 4 0,6 ±3 ±1,5, 2,5 50 2400 120 100 10 1,5 ±2 ±1, 1,6 80 1400 300 250 25 3,75 ±2 ±1, 1,6 125 985 480 400 40 6,0 ±2 ±1, 1,6 150 936 720 600 60 9,0 ±2 ±1, 1,6 150 720 1200 1000 100 15 ±2 ±1, 1,6 200 619
а не осью, проходящей через уплотнение. С увеличением ка-
либра газосчетчика протечки через зазоры уменьшаются с 2 %
у РГ-100 до 0,5 % у РГ-600. Количество газа V, прошедшее через
счетчик, определяется уравнением V = knVB, где п — число
оборотов роторов; — конструктивный измерительный объем
счетчика, равный четырем заштрихованным на рис. 188 объемам;
k — коэффициент, учитывающий протечки через зазоры, k =
= 1,02 для РГ-100 и k = 1,005 для РГ-600 Характеристики ро-
тационных газосчетчнков типа РГ, изготовляемых Ивано-
Франковским ПО «Геофизприбор», приведены в табл. 26.
С ростом калибра резко возрастают габаритные размеры,
масса и металлоемкость ротационных газосчетчнков В связи
с этим на расходы более 1000 м’/ч оказалось целесообразнее
изготовлять турбинные газосчетчики.
Разработан роторный расходомер газа на базе газосчетчика
РГ. Один из роторов с помощью дополнительного валика связан
с диском-обтюратором, снабженным прорезями. С одной стороны
диска расположен осветитель, а с другой — фотоэлемент (фото-
транзистор ФТ-3), включенный в преобразователь частота —
ток Число прорезей в диске, различное для разных типоразмеров
РГ, таково, что частота импульсов находится в пределах 0—
700 Гц при изменении расхода от 0 до 120 % от номинального.
Выходной сигнал 0—5 мА, приведенная погрешность преобразо-
вателя расход — ток не более 1,5 %.
Недостаток газосчетчнков с роторами восьмеричной формы —
неравномерность перемещения газа в пределах одного оборота
и, как следствие, возникновение пульсаций давления и расхода.
Как показано в работе [3], пульсации расхода теоретически лежат
в пределах от —13 до +11 %. Это одна из причин сравнительно
большой погрешности подобных газосчетчнков и непригодности
их применения в качестве образцовых приборов. В этом отноше-
336
Рис 189. Трехроторный преобразователь расхода
иии значительно лучше газосчетчики с роторами трапецеидальной
формы, обкатывающиеся вокруг неподвижных цилиндров непол-
ного круглого сечения (см. рис. 176, н) У них нет пульсаций рас-
хода и давления и погрешность меньше.
Помимо двухроторных, предложен также и трехроторный га-
зосчетчик [12]. Последовательное положение его роторов (/—
VI) показано на рис. 189, из которого видно, что два ротора
и k2 —вращающиеся лопасти. Измерительный объем его выше,
чем у газосчетчиков с восьмеричными или трапецеидальными ро-
торами при одном и том же размере внутреннего пространства.
Это объясняется меньшим заполнением последнего движущимися
элементами.
Глава 18. СИЛОВЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
18.1. Общая характеристика
Силовыми называются расходомеры, в которых с по-
мощью силового воздействия, зависящего от массового расхода,
потоку сообщается ускорение того или другого рода, и измеря-
ется какой-либо параметр, характеризующий степень этого воз-
действия или его эффекта
Ускорение потока возникает в процессе изменения его перво-
начального движения В зависимости от характера этого изме-
нения и сообщаемого при этом ускорения силовые расходомеры
разделяются на: 1) кориолисовые; 2) гироскопические; 3) турбо-
силовые.
Силовое воздействие может быть внешним и внутренним.
Внешнее воздействие сообщается обычно от электродвигателя,
который вращает (или колеблет) один из элементов преобразова-
теля расхода, например прямолопастную крыльчатку, закручи-
337
вающую проходящий через нее поток. Внутреннее воздействие
осуществляется за счет снижения потенциальной энергии потока,
например, при его закручивании неподвижными винтовыми
лопатками.
Дополнительное ускорение, сообщаемое потоку в силовых
расходомерах, пропорционально массовому расходу. Соответствен-
но пропорционален массовому расходу' и измеряемый параметр,
характеризующий степень силового воздействия, например мощ-
ность, затрачиваемая на закручивание потока, угол закрутки
противодействующей пружины и т. п. Поэтому силовые расходо-
меры, как типичные представители приборов, измеряющих мас-
совый расход, нередко назывались ранее массовыми расходомерами.
Измерение массового расхода — основное и весьма существен-
ное их достоинство. Кроме того, они пригодны для измерения
среднего значения пульсирующих расходов, а их показания срав-
нительно мало зависят от профиля скорости, благодаря чему не
требуется значительных прямых участков после большинства
местных сопротивлений, за исключением двойного колена, соз-
дающего винтовое движение потока. Недостаток силовых расходо-
меров — сложность конструкции их преобразователей расхода
и большое число вращающихся элементов внутри трубопровода.
Первые сведения о силовых расходомерах были опубликованы
за рубежом в 1953—1954 гг. [13, 14]. Затем было разработано
много различных конструкций этих приборов, различающихся
видом ускорения, сообщаемого потоку, источником силового воз-
действия, родом измеряемого параметра и т. п. Особенно большой
вклад в разработку турбосиловых и кориолисовых расходомеров
сделан у нас сотрудниками Института автоматики и телемеханики
(ИАТ) [4—6]. У турбосиловых расходомеров один из элементов
(ротор, крыльчатка) должен непрерывно вращаться. У кориоли-
совых же и гироскопических в некоторых случаях ограничива-
ются лишь непрерывными колебаниями подвижного элемента
вокруг оси. Подобные расходомеры получили название вибра-
ционных.
Приведенная погрешность силовых расходомеров ±0,5—
3,0 % . Большинство из них предназначено для измерения расхода
жидких видов топлива, имеются конструкции и для измерения
расхода газа. На практике применяются редко. Особую группу
силовых расходомеров образуют перепадно-силовые расходомеры,
в которых в результате внешнего силового воздействия создается
разность давлений в отдельных местах потока, пропорциональная
массовому расходу [1, 11, 16].
18.2. Турбосиловые расходомеры
Принцип действия и общая характеристика. Турбо-
силовыми называют силовые расходомеры, в преобразователе
которых в результате силового воздействия, пропорционального
массовому расходу, поток закручивается.
338
Рис. 190. Принципиальная схема турбоснлового расходомера
На рис. 190 показана принципиальная схема такого расходо-
мера при внешнем силовом воздействии. Внутри трубопровода 2
установлен ротор 3 с малым радиальным зазором, имеющий ка-
налы для прохода жидкости, разделенные перегородками, парал-
лельными его оси, или же выполненный в виде прямолопастной
крыльчатки. Ротор вращается от электродвигателя 1 с угловой
скоростью и и закручивает жидкость, которая приобретает винто-
вое движение, показанное стрелками. Далее жидкость поступает
на ротор 5, закрепленный на пружине 6, и закручивает послед-
нюю на угол <р, пропорциональный массовому расходу. Неподвиж-
ный диск 4 уменьшает вязкостную связь между роторами.
Главный момент количества движения жидкости 1Х относи-
тельно оси вращения роторов определяется выражением
J
где Jx — момент инерции закручиваемой жидкости относительно
оси вращения; <о — угловая скорость вращения жидкости.
Обозначим через т массу вращающейся жидкости, а черезг0
средний радиус каналов ротора 3. Очевидно, Jx = rim. Тогда
I* = atrlm.
Из закона моментов следует, что dlx/dt = М, где М — глав-
ный момент всех внешних сил, действующих на жидкость со
стороны ротора 3.
Отсюда
М = иге dtnldi = wTcQm. (204)
так как QM = dmjdt.
Момент М не учитывает сопротивления от момента Ма, соз-
даваемого силами вязкостного трения на поверхностях ротора,
и от момента ЛГМ, создаваемого силами трения в подшипниках.
Крутящий ротор 3 момент Мк должен преодолевать все эти мо-
менты. Следовательно,
Мк = М 4- Мв -Ь Мк. (205)
Чтобы исключить появление дополнительной погрешности
измерения массового расхода, моменты ЛГВ и Мм должны со-
339
хранить постоянное значение или же быть компенсированы.
С увеличением наружного радиуса гх каналов роторов или ло-
пастей крыльчаток чувствительность расходомера увеличивается.
Для жидкостей радиус гх обычно принимают равным радиусу
трубопровода или несколько больше. Для газа же рекомендуется
значительно увеличивать гх. Внутренний радиус г2 чаще всего ра-
вен радиусу ступицы. Длину I лопастей выбирают так, чтобы обе-
спечить закрутку всех частиц потока, проходящих через ротор
при наибольшем измеряемом расходе. Обозначая через v соответ-
ствующую среднюю скорость потока в осевом направлении, по-
лучим / tv, где t — время поворота крыльчатки между смеж-
ными лопастями. Так как t = 2л/ги, где z — число лопастей, то,
следовательно, имеем lz 2ло/со.
Таким образом, длина лопастей I должна быть тем больше, чем
меньше их число z. Брать большое число z не рекомендуется из-за
загромождения проходного сечения, а также увеличения трения
жидкости о лопасти и соответственно потери давления. Угловая
скорость вращения жидкости и при внешнем воздействии в боль-
шинстве случаев соответствует 1500 об/м, но имеются расходо-
меры и с большей угловой скоростью. Если электродвигатель от-
сутствует и закручивание потока происходит за счет его потенци-
альной энергии с помощью роторов, имеющих наклонные лопатки,
то скорость и возрастает с увеличением расхода.
Турбосиловые расходомеры применяются чаще, чем кориоли-
совые и гироскопические, особенно для более значительных рас-
ходов. Максимальные расходы для жидкости от 6 до 300 т/ч при
диаметрах труб от 50 до 200 мм. Они более компактны по сравнению
с кориолисовыми и гироскопическими. Их погрешность ± (0,5-5-
4-2) % от предела шкалы. Постоянная времени около 1 с. Рас-
смотрим их разновидности.
Турбосиловые расходомеры с электроприводом. Схемы основ-
ных турбосиловых расходомеров с электроприводом показаны
на рис. 191 (а—и). Первые две схемы (рис. 191, а, 6) относятся
к расходомерам, у которых вращается лишь ротор /, связанный
с электроприводом. Ротор же 2 закручивается на угол <р, завися-
щий от сил, создающих противодействующий момент. На
рис. 191, а этот момент создается при закрутке пружины 3. По
такой схеме работали первые конструкции [14, 17] турбосило-
вых расходомеров. Герметизированный электродвигатель с ро-
тором в виде постоянного магнита помещен внутри входного пат-
рубка в обтекаемом кожухе. Его вал через зубчатую передачу
вращает ротор 1, снабженный каналами для прохода жидкости.
Угол <р, на который поворачивается ротор 2, воспринимается пре-
образователем угла поворота, связанным с ротором 2 магнитной
муфтой. Если считать, что момент, действующий на ротор 2,
определяется уравнением (204), то, обозначая жесткость пружины
3 через с, получим зависимость угла поворота <р от расхода QM
<р = carlQu/c.
340
Рис. 191. Различные схемы турбосиловых
расходомеров
2 1
Расходомер [17] был предназначен для измерения расхода
жидкости 270 т/ч. Потребляемая мощность 35 Вт. Потеря дав-
ления 0,7 кПа при расходе 100 т/ч.
Стремление избавиться от упругой пружины привело к раз-
работке расходомера [12], у которого крутящий момент М,
приложенный к ротору 2, передается на нагрузочную ось малень-
кого гироскопа, ротор которого вращается с большой угловой
скоростью сог. В результате гироскопического эффекта ось этого
ротора будет вращаться вокруг оси прецессии с угловой скоростью
<оп, а на нагрузочной оси образуется гироскопический момент
7ИГ, уравновешивающий крутящий момент М. Так как момент
7ИГ = «7rconcorsin 6, где Jr — момент инерции ротора гироскопа;
6 — угол между осью ротора гироскопа и осью его прецессии, то
между соп и расходом QM будет пропорциональность согласно
выражению
<0п = k(SSrlQ,KlJT(SSr Sin 6,
где k — коэффициент, зависящий от соотношения плеч передаю-
щих рычагов.
Показания счетчика, соединенного с осью прецессии, будут
соответствовать количеству прошедшего вещества.
На рис. 191, б показана схема компенсационного турборасхо-
домера, в которой момент М, создаваемый непрерывно вращаю-
щимся ротором 1, поворачивает на некоторый угол <р ротор 2 и
связанную с ним через зубчатую передачу 3 ось реостата 4, По-
следний регулирует мощность, подаваемую к исполнительному
341
механизму 5, с тем чтобы на роторе 2 образовался необходимый
уравновешивающий момент.
Следующие пять схем (рис. 191, в—ж), относятся к расходо-
мерам, у которых непрерывно вращаются оба ротора. На схемах,
показанных на рис. 191, в и г, к ведомому ротору 2 приложены
противодействующие моменты 7ИП, создаваемые тормозным дис-
ком 3, взаимодействующим с неподвижными магнитами (рис. 191, в)
или же гистерезисной муфтой 3 (рис. 191, г). В первом случае
7ИП — k<ap, где ар — угловая скорость ведомого ротора; k —
коэффициент пропорциональности. Во втором случае [6] гистере-
зисная муфта образует постоянный тормозной момент 7ИП, не за-
висящий от ар. В обоих случаях скорость вращения ар ротора 2
будет меньше скорости вращения со ротора 1 и к ротору 2 со сто-
роны жидкости будет приложен момент
М = (со — сор) r?QM. (206)
Приравнивая этот момент моменту 7ИП = &ар, найдем зависи-
мость между сор и расходом QM в случае применения тормозного
диска
сор = fer^coQM/(fe 4- r£QM).
Таким образом, путем измерения сор с помощью тахометриче-
ского преобразователя 4 можно судить о расходе QM.
Но здесь нет пропорциональности между ар и QM, хотя по мере
уменьшения отношения r%/k зависимость между ар и QM делается
не более линейной.
Построенный по этой схеме прибор был предназначен для из-
мерения расхода газа около 50 кг/ч при изыбточном давлении
10 кПа.
В случае применения гистерезисной муфты (рис. 191, г),
у которой противодействующий момент 7ИП = const, возможно
несколько измерительных схем. Если ограничиться лишь изме-
рением скорости вращения ар ротора 2, то получим' зависимость
(Ор 7 а cQm*
Шкала такого прибора нелинейна и будет иметь подавленный нуль.
Измерение возможно лишь при расходах QM > М„/<ог%.
Более целесообразна схема, при которой измеряется разность
скоростей (а — ар) ведущего 1 и ведомого 2 роторов с помощью
тахометрических преобразователей 4 и 5. Частота импульсов f
и /р, вырабатываемых ими, пропорциональна а и ар, а именно:
f — fea/2n и /р = feap/2n, где k — коэффициент пропорциональ-
ности. Подставляя значения f и /р вместо а и ар в уравнение
(а — ар) Гс Qm = Мп, получим
Qm = kMnT/2arl,
где Т = (/ — fp)-1 — период биения частот f и /р. Здесь QM про-
порционально Т.
342
Возможна еще и третья измерительная схема, при которой
скорость ротора 1 автоматически регулируется так, чтобы крутя-
щий момент М на этом роторе был равен тормозному моменту Мп,
т. е. чтобы удовлетворялось уравнение а = Л1пАсФм- При этом
скорость вращения со первого ротора будет мерой расхода 0м,
но шкала будет гиперболической со всеми присущими ей недостат-
ками. При этой схеме ведомый ротор 2 практически неподвижен.
На рис. 191, д показана схема расходомера, в которой веду-
щий 1 и ведомый 2 роторы связаны между собою пружиной 3 и
вращаются с одинаковой скоростью. Крутящий момент М =
= свГсСм закручивает пружину 3, имеющую жесткость с на угол <р,
определяемый из уравнения
См = Сф/Гс®. (207)
Угол ср равен угловому сдвигу роторов относительно друг
друга. Для измерения этого сдвига снаружи трубы устанавлива-
ются тахометрические преобразователи 4 и 5, а роторы снабжа-
ются отметчиками из магнитомягкого материала. Измеряется
промежуток времени А/ между двумя смежными импульсами пре-
образователей 4 и 5. Если Т — время одного оборота роторов,
то ф = InAt/T, а так как а = 2я/Т, то, следовательно,
ф/со = At (208)
Подставляя отсюда значение ф в уравнение (207), получим
Qm = с Ы1ггс.
Поэтому расход QM оказывается пропорциональным А/ как
при синхронном (а = const), так и при асинхронном двигателе,
при котором скорость а переменная и зависит от расхода. Электри-
ческие схемы измерения А/ довольно сложные. Схемы, аналогич-
ные показанной на рис. 191, д, нашли применение у расходомеров,
роторы которых приводятся во вращение за счет потенциальной
энергии потока (см. рис. 193). Сложность измерительной схемы
компенсируется у них простотой преобразователя расхода.
Схемы, изображенные на рис. 191, е и ж, предназначены для
измерения расхода веществ (например, различных жидких топлив)
с сильно изменяющейся вязкостью. В схеме по рис. 191, е один
электродвигатель приводит во вращение ротор 1 через пружину 3
и независимо от него ротор 2 через пружину 4. Первый по ходу
потока ротор 1 нагружен крутящим моментом М и моментом со-
противления МС1 (от вязкости жидкости и от трения в подшипни-
ках). Ротор 2 нагружен только моментом сопротивления ТИС2.
Поэтому угол закрутки фх пружины 3 будет больше угла за-
крутки ф2 пружины 4. При равенстве жесткостей обеих пружин
и равенстве моментов сопротивления МС1 = угловой сдвиг
роторов Аф = Фх — Ф2, измеряемый с помощью тахометрических
преобразователей 4 и 5, как было разъяснено выше, оказывается
пропорциональным расходу QM.
343
336
Рис. 192. Турбосиловой расходомер К-2 с компенсацией вязкости вещества
В схеме, изображенной на рис. 191, ж, каждый из роторов
вращается от своего электродвигателя. Первый по ходу потока
нагружается суммой моментов М + 7ИС1, а второй только мо-
ментом /Ис2. При равенстве моментов 7ИС1 и Л1с2 и одинаковых
электродвигателях разность мощностей ДМ = — W2, потреб-
ляемых электродвигателями, определяется уравнением ДА/ =
= arlQu, т. е. будет пропорциональна расходу QM. На рис. 192
показана конструкция выполненного по этой схеме преобразова-
теля расходомера К-2, разработанного в ИАТ. Преобразователь
имеет два одинаковых ротора 3, состоящих каждый из прямоло-
пастной крыльчатки, совмещенной с ротором своего электродви-
гателя. Роторы снабжены шариковыми подшипниками, установ-
ленными на консольных осях. Статоры 2 находятся в герметиче-
ских полостях, образованных корпусом 5 и диамагнитными втул-
ками 4, отделяющими их от роторов. Струевыпрямители 1 соз-
дают одинаковые условия входа и выхода жидкости, а значит, и
одинаковые условия для сил вязкого трения, действующих на ту
и другую крыльчатку. Для достижения полной компенсации мо-
ментов вязкого и механического трения оба электропривода дол-
жны иметь одинаковые характеристики. Кроме того, необходима
полная идентичность обоих роторов, в том числе зазоров. При за-
зорах между струевыпрямителями и роторами, равных 1,35 мм,
градуировки на воде и смеси масла с керосином совпали с погреш-
ностью не более 1 % в диапазоне расходов от 0,5 до 4,5 кг/с.
Но при уменьшении у второго ротора этого зазора до 0,6 мм на-
блюдалось изменение градуировочной зависимости.
С уменьшением зазоров между роторами и разделительной
втулкой 4 чувствительность расходомера возрастает. При увели-
344
чении зазоров от 0,2 до 0,6 мм крутизна градуировочной зависи-
мости заметно уменьшалась.
На рис. 191, з, и показаны схемы однороторных турбосиловых
расходомеров. В первой из них расход определяется путем изме-
рения электрической мощности N, затрачиваемой на вращение
электродвигателя. Она прямо пропорциональна крутящему мо-
менту 7ИК согласно зависимости N — ®Л4К. Проще всего опреде-
лять N по силе тока I, питающего статор электродвигателя. Во
второй схеме (рис. 191, и) электродвигатель связан с ротором 1
пружиной 2, угол закрутки которой пропорционален расходу.
Для получения высокой точности измерения расхода во всех
рассмотренных схемах моменты вязкостного 7ИВ и механического
Мм трения должны быть постоянными или сведены до небольшого
значения. В схеме, изображенной на рис. 191, д, роторы связаны
пружиной, ведомый ротор вращается внутри втулки, укрепленной
на ведущем роторе. При этом пружина оказывается разгруженной
от вязкого трения на периферии ведомого ротора и остается лишь
влияние вязкого трения на его торцевых плоскостях. Весьма пол-
ное устранение влияния моментов 7ИВ и Ма достигается в схемах
по рис. 191, е, ж, в которых один ротор нагружен полным кру-
тящим моментом Мк, а другой — только суммой моментов сопро-
тивления 7ИВ + 7ИМ.
В турбосиловых расходомерах с электроприводом целесообраз-
но электродвигатель располагать внутри преобразователя рас-
хода. При этом ротор последнего совмещают с ротором электро-
двигателя. Статор же отделяют от измеряемой среды с помощью
немагнитной металлической втулки (см. рис. 192). При внутреннем
электроприводе устраняется необходимость в зубчатой передаче,
связывающей электродвигатель с приводным ротором, исключа-
ется трение передающей оси в сальнике, что уменьшает и стабили-
зирует момент Л4М. Толщина разделительной втулки и зазор ме-
жду втулкой и ротором должны быть минимально допустимыми
из условий прочности. Наилучший материал для втулки — сталь
1X13, при которой сила тока холостого хода наименьшая и равна
0,39А. При втулках из стали 1Х18Н9Т сила тока 0.785А, а при
втулке из латуни — 0.878А. В расходомерах ИАТ применялись
как синхронные (типа ДВС-У1), так и асинхронные (типа ДВА-УЗ)
электродвигатели с проточенными статорами и частотой вращения
1500 об/мин. Особенности работы электродвигателей в этих усло-
виях приведены в работах [07, 5].
Турбосиловые расходомеры без электропривода. Многие из
схем, приведенных на рис. 191, можно осуществить без электро-
двигателя с приводом от потока [4]. При этом закрутка потока
достигается с помощью неподвижного шнека или другим путем.
Таким образом реализована [4] схема, в которой электродвига-
тель был заменен на неподвижный шнек (рис. 191, г). Расход
определялся по уравнению (206) путем измерения периода Т бие-
ния частот, пропорциональных скоростям со и сор. В [3] опи-
345
Рис. 193. Турбосиловые расходомеры с приводом от потока и измерением вре-
менного сдвига
сан расходомер, близкий к изображенному на рис. 191, в, в ко-
тором за счет энергии потока вращается винтовая турбинка, сое-
диненная с тормозным стаканом, внутри которого расположен
постоянный магнит. Выходящий из турбинки поток вызывает вра-
щение прямолопастной крыльчатки. Если в схеме (см. рис. 191, д)
электродвигатель заменить на шнек, укрепленный на пружине,
то угол ее закрутки пропорционален моменту М — л£)2ри2/4,
где v — средняя скорость жидкости. Разделив М на угловую ско-
рость (о вращения крыльчатки, пропорциональную V, находим
расход QM.
На рис. 193, а—в показаны схемы расходомеров, состоящие из
двух (иногда трех) крыльчаток, связанных пружиной. Если одну
из них сделать с наклонными или винтовыми лопастями, то она
также как и ведомая крыльчатка станет вращаться за счет вну-
тренней энергии потока. Отсутствие электродвигателя упрощает
конструкцию преобразователя расхода и увеличивает надежность
его работы. Обе крыльчатки вращаются с одинаковой угловой
скоростью а, а образующийся при этом угол сдвига ф между
ними, равный углу закручивания пружины, будет возрастать
с ростом массового расхода QM. Момент, закручивающий пружину,
равен ka>rlQH (k — коэффициент, зависящий от соотношения углов
наклона лопастей на крыльчатках; если ведомая крыльчатка
прямолопастная, то k = 1). Противодействующий момент, созда-
ваемый пружиной, равен сф (с — жесткость пружины). Приравни-
вая эти моменты, получим
Qm = (сЖе) (ф/сО).
Из уравнения (208) следует, что ф/со == Д/ (Д/ — время пово-
рота крыльчаток на угол ф). Тогда из предыдущего уравнения вы-
346
текает, что QM = ckt/kr*. Для измерения времени А/ каждая из
крыльчаток имеет свой тахометрический преобразователь. Время
А/ измеряется по времени сдвига двух соседних импульсов, ге-
нерируемых этими преобразователями. У турбосиловых расходо-
меров без электропривода угловая скорость со растет вместе с рас-
ходом.
На рис. 193, а изображена схема, разработанная фирмой
«Поттер» (Potter). Преобразователь состоит из двух крыльчаток 1
и 3, связанных между собой пружиной 2. Углы наклона лопастей
у крыльчаток разные. Это вызывает при движении потока закру-
чивание пружины 2 на угол ср, пропорциональный расходу QM.
Направление закручивания зависит от того, какая из крыльча-
ток 1 и 3 имеет больший наклон лопастей. Угол ср измеряется
с помощью тахометрических преобразователей 4 и 5 по времени
сдвига. По этой схеме был создан отечественный турбосиловой
расходомер. Роль пружины выполнял торсион (стержень, рабо-
тающий на кручение), пропущенный внутри пустотелого вала,
на котором посредством шпонки закреплялась одна из крыль-
чаток. Один конец торсиона соединен с валом, другой — со второй
крыльчаткой. Расходомер предназначен для измерения больших
расходов газа до 20 000 кг/ч. Другой расходомер, разработанный
по этой же схеме, предназначен для измерения расхода жидкости
от 290 до 1620 т/ч в трубе диаметром 250 мм при давлении
5 МПа [2].
По схеме преобразователя расхода, показанной на рис. 193, б,
создан расходомер К-101. Для устранения влияния ближайшего
местного сопротивления здесь предусмотрен струевыпрямитель 1,
пройдя через который, поток сперва поступает на прямолопаст-
ную крыльчатку 3, а затем на крыльчатку 5 с наклонными лопа-
стями, которая и будет ведущей. Крыльчатки связаны пружиной 4
и вращаются с одинаковой частотой. Чтобы уменьшить влияние
вязкости на точность измерения расхода, на крыльчатке 5 укреп-
лена втулка 2. Внутри последней с очень малым зазором враща-
ется крыльчатка 3. В результате уменьшается момент вязкого
трения, вызывающий дополнительное закручивание пружины 4.
При изменении расхода от 1 до 5 кг/с в расходомере К-101 время
А/ изменялось от 5 до 11,5 мс. Дополнительная погрешность от
шестикратного изменения вязкости (от 110“* до 6 10-в м2/с)
составила 2 %.
На рис. 193, в изображена схема преобразователя расходомера
К-Ю2, разработанного в ИАТ [5] для более полного устранения
влияния вязкости. С этой целью в преобразователь введена третья
крыльчатка 5. Ведущая крыльчатка 8 с наклонными лопастями
укреплена на оси 1, имеющей подшипники качения, установленные
в струевыпрямителях 2 и 6. От оси 1 через отдельные пружины 3
и 7 приводятся во вращение прямолопастные крыльчатки 4 и 5.
Поток проходит через крыльчатку 4, а затем через крыльчатку 5.
Поэтому на крыльчатку 4 и пружину 3 действует как момент, за-
347
кручивающий поток М, так и сумма моментов Мъ + Л4М от вяз-
кости и трения в подшипниках. На крыльчатку же 5 и пружину 7
действует только сумма моментов 7ИВ + 7ИМ. Поэтому угол за-
кручивания ф2 пружины 7 будет меньше угла закручивания фх
пружины 3. В результате между крыльчатками 4 и 5 образуется
угол сдвига Дф = фх — ф2. Если суммы моментов 7ИВ + Л4М,
действующих на крыльчатки 4 и 5, одинаковы и жесткости обеих
пружин равны друг другу, то Дф будет зависеть лишь от момен-
та, закручивающего поток. Тогда, очевидно,
Qm = (с/г?) (Аф/®) = с bt/rl,
где А/ — время поворота всей системы на угол Дф, измеряемое
с помощью двух тахометрических преобразователей.
Результаты испытания расходомера К-102 на расходах от 1
до 5 кг/с на воде и водоглицериновой смеси при более, чем десяти-
кратном изменении вязкости дали практически одну градуиро-
вочную кривую с разбросом экспериментальных точек в пределах
±1 %. В расходомерах К-101 и К-102 число оборотов крыльчаток
возрастает от 600 до 3000 об/мин при увеличении расхода от Qmln =
= 1 кг/с до Qmax = 5 кг/с. Соответственно, частота импульсов,
генерируемых тахометрическими преобразователями, возрастает
от 10 до 50 Гц.
Существуют и другие разновидности турбосиловых расходо-
меров с приводом от потока [4]. Так, если в схеме на рис. 191, а
заменить электродвигатель на неподвижный шнек, закручиваю-
щий поток, то первая прямолопастная крыльчатка будет вращаться
с угловой скоростью а, а пружина, передающая это вращение вто-
рой крыльчатке, закрутится на угол ф, пропорциональный моменту
М — atr^Qu- Очевидно, расход QM можно будет определить по фор-
муле QM = Сф/аГс, где с — жесткость пружины. Здесь в допол-
нение к измерению угла ф надо еще измерять а с помощью тахо-
метрического преобразователя.
Относительная простота конструкции турбосиловых преобра-
зователей расхода без электропривода — их несомненное досто-
инство, а сложность схем измерения времени А/ — их недостаток.
Точность же измерения расхода в большой степени зависит от
совершенства упругих свойств применяемых пружин и стабиль-
ности их характеристик в условиях эксплуатации. Кроме того,
на точность и надежность работы преобразователей влияют ка-
чество и надежность опор. В работе [2] содержатся рекомендации
по расчету турбосиловых преобразователей с упруго связанными
крыльчатками.
18.3. Кориолисовые силовые расходомеры
Кориолисовыми называются расходомеры, в преоб-
разователях которых под влиянием силового воздействия возни-
кает кориолисово ускорение, зависящее от расхода. Для образо-
348
Рис. 194. Схема действия сил в ко-
риолисовом расходомере
вания этого ускорения непрерыв-
но вращающемуся преобразова-
телю расхода придают конфигура-
цию, заставляющую поток пере-
мещаться в радиальном направле-
нии по отношению к оси враще-
ния, совпадающей с осью
турбопровода.
Принципиальная схема корио-
лисового расходомера, предло-
женного в 1953 г., изображена
на рис. 194 [13]. Два трубных
штуцера 1 и 6 с помощью гиб-
ких трубных соединений связаны
с трубопроводом, по которому
течет измеряемое вещество. Шту-
церы соединены друг с другом металлической втулкой (не пока-
занной на схеме) и лежат в шарикоподшипниках. Они вместе с
остальной частью преобразователя расхода вращаются с частотой
1800 об/мин от электродвигателя через зубчатую передачу, свя-
занную со штуцером 6. Жидкость поступает через штуцер 6. Во
вращающихся трубках 5 возникает кориолисово ускорение, созда-
ющее момент сил, приложенных к стенкам трубки, который на-
правлен противоположно вращающему моменту. В трубках 3,
связанных эластичными соединениями 4 с трубками 5, кориоли-
сово ускорение имеет направление, обратное кориолисовому
ускорению в трубках 3. Поэтому к стенкам трубок 3 приложен
момент сил Мк, направленный в сторону вращающего момента.
Момент Л4К закручивает тонкую торсионную трубку 2, соединен-
ную с выходным штуцером 1. Угол закрутки измеряется с помо-
щью тейзорезисторных преобразователей.
Г,
Момент Мк определяется уравнением Л4К = 2 j apFrdr, где
г — текущий радиус трубки; i\— радиус (средний), на котором
прекращается движение жидкости в радиальном направлении;
г2 — радиус наружного конца трубки; а — кориолисово ускорение
в трубках; р — плотность измеряемого вещества; F — площадь
поперечного сечения трубки.
Кориолисово ускорение а = 2va, где v — скорость жидкости
в трубке 3; си — угловая скорость вращения трубки.
После подстановки значения а в предыдущее уравнение и его
интегрирования найдем, что
AfK = <a(r2 — rf)QM, (209)
а угол <р закручивания торсионной трубки 2, имеющей жест-
кость с, будет
ф =С<о(г| —г?) Qm.
349
Рис. 195. Кориолисовый расходомер К-3
Здесь мы пренебрегли сопротивлением эластичных соединений 4.
Особенность расходомера, приведенного на рис. 194, — неза-
висимость мощности, расходуемой электродвигателем, от расхода
QM, потому что энергия, затрачиваемая при вращении трубок 5,
возвращается при проходе жидкости через трубки 3. Мощность
электродвигателя расходуется только на преодоление трения
в опорах и в уплотнениях или в гибких соединениях преобразо-
вателя с трубопроводом.
Более распространен расходомер К-3, разработанный в ИАТ
[5]. Его преобразователь показан на рис. 195. Здесь ротор 2
электродвигателя отделен от обмотки 1 статора диамагнитной
перегородкой 3 из стали 1X13 толщиной 0,6 мм. Вместе с ротором 2
непрерывно вращается находящийся в нем патрубок 4 с радиаль-
ными каналами на выходе. При проходе жидкости через эти
каналы возникают кориолисовые силы, создающие момент сопро-
тивления 7ИК, определяемый уравнением (209). Электродвигателю
надо помимо этого момента преодолевать еще момент Л4В сопро-
тивления сил вязкого трения жидкости и момент 7ИМ сил трения
в опорах. Ротор снабжен шарикоподшипниками, вынесенными за
пределы активной зоны потока. Поэтому момент Л4М незначителен
и постоянен, а следовательно, и не влияет на точность измерения.
Предел измерения от 0,1 до 0,7 кг/с. Для увеличения предела при
данной мощности электродвигателя надо, согласно уравнению
(209), уменьшать наружный радиус Гг. Расходомер К-3 конструк-
тивно прост, ио пригоден лишь для измерения веществ с мало
изменяющейся вязкостью. Измеряемая величина в нем — мощ-
ность, потребляемая электродвигателем.
350
В другом однороторном кориолисовом расходомере [7] момент,
закручивающий роторную крыльчатку, измеряется с помощью
связанного с ней электро- или пневмосилового преобразователя.
Для веществ, вязкость которых сильно изменяется, в ИАТ
разработан двухроторный кориолисовый расходомер К-4. Его
преобразователь состоит нз двух роторов, близких по конструкции
(см. рис. 195), направленных навстречу друг другу. Зазор между
их радиальными каналами очень небольшой. Каждый ротор при-
водится во вращение своим электродвигателем в одну сторону
с одинаковой угловой скоростью а. Поток в радиальных каналах
первого ротора направлен от центра к краям и создает кориоли-
совы силы, противодействующие вращающему моменту первого
электродвигателя. В каналах второго ротора поток движется от
краев к центру и образует кориолисовы силы, создающие момент,
разгружающий второй электродвигатель. Включая обмотки ста-
торов электродвигателей в мостовую схему, измеряют разность
токов, потребляемых электродвигателями, которая будет пропор-
циональна расходу QM при условии, что моменты сопротивления
7ИС и Л4М у обоих роторов одинаковые.
Предложены также несколько конструкций кориолисовых
расходомеров, у которых расход QM определяется по времени
Д/ = Дф/о прохода углового сдвига Дф двух роторов. Преобра-
зователь расхода, обеспечивающий исключение влияния вязкости,
соответствует схеме, приведенной на рис. 193, в, с той разницей,
йто обе крыльчатки благодаря своей форме помимо осевого создают
еще и радиальное перемещение потока. Как и в расходомере К-4,
поток в одной крыльчатке движется от центра к краю, а после пе-
рехода во вторую крыльчатку — от края к центру. Моменты М,
создаваемые кориолисовыми силами в каждой крыльчатке, про-
тивоположные по направлению, образуют угловой сдвиг Дф
между крыльчатками, пропорциональный 27И, при условии ра-
венства моментов сопротивления Mt + 7ИМ в обеих крыльчатках.
Кориолисовые расходомеры могут быть выполнены и по схе-
мам, показанным на рис. 191, д, е, с профилированными крыль-
чатками, обеспечивающими прохождение потока не только в осе-
вом, но и в радиальном направлении — от центра к краю в первой
и от края к центру во второй крыльчатке. Причем в этих схемах
электропривод может быть заменен неподвижным шнеком, за-
кручивающим поток. Расходомеры, построенные по этим и неко-
торым другим схемам, рассмотрены в работах [4, 5].
18.4. Гироскопические расходомеры
Гироскопическими называются силовые расходомеры,
в которых возникает и измеряется гироскопический момент. Пре-
образователь гироскопического расходомера состоит из участка
трубы в виде петли кольцевой или другой формы, которая враща-
ется с постоянной угловой скоростью и вокруг оси х (рис. 196, а).
351
Рис. 196. Гироскопический кольцевой расходомер
Для пояснения действия гироскопического расходомера рассмот-
рим его механическую аналогию (рис. 196, б). Если диск гиро-
скопа, имеющий две степени свободы, вращается с угловой ско-
ростью й вокруг оси z, а его рамы — с угловой скоростью а
вокруг оси х, то возникают силы, создающие гироскопический
момент Mv, стремящийся повернуть всю систему вокруг оси у.
Момент
Му = JzQ<a, (210)
где Jz — момент инерции диска гироскопа относительно оси г.
В расходомере движение жидкости по петле вокруг оси с угло-
вой скоростью соответствует вращению диска гироскопа вокруг
той же оси. Поэтому при вращении этой петли вокруг оси х с угло-
вой скоростью со образуются силы, создающие момент Му, стре-
мящийся повернуть петлю вокруг оси у. Этот момент восприни-
мается опорами, в которых возникает реакция 7?. Момент инерции
жидкости, находящейся в кольцевой петле, относительно оси z
определяется зависимостью Jz = 2nrFpr2, где • г — средний
радиус кольцевой петли; F — площадь поперечного сечения
жидкости в петле. Угловая скорость й = v/r, где v — средняя
скорость жидкости в петле. Подставляя значения Jz и й в урав-
нение (210), получим
Му = 2лг2.сорЕи = £QM,
где k = 2лг2со = const.
Это же выражение для Му можно получить, не прибегая к
аналогии с гироскопом, а исходя из сил, связанных с ускорением
жидкости в кольцевой петле. На рис. 197 показана одна четвертая
часть петли. Элементарная масса жидкости dm = pFrda. При
ее движении по петле возникает кориолисово ускорение а =
= 2и cos а со. Плечо действия L силы adm относительно оси у
равно г cos а. Момент Mv относительно оси у, создаваемый си-
352
лами, сообщающими кориолисово ускорение всей массе жидкости,
находящейся в кольце, будет иметь вид
Л/2
Mv = 4 J 2puFr2 cos2 a da = kQM.
о
Отсюда следует, что гироскопический момент Mv возникает
в результате сообщения жидкости кориолисова ускорения. Следо-
вательно, гироскопические расходомеры — частный случай ко-
риолисовых расходомеров. Измеряют момент Му или по нагрузке
на подшипники, или по углу поворота петли вокруг оси у, напри-
мер по напряжению в торсионном или другом упругом эле-
менте.
На рис. 198 приведена схема гироскопического расходомера
некольцевой формой, изготовлявшегося за рубежом. Подвижная
система трубок непрерывно вращается вокруг оси х с угловой
скоростью со. При движении жидкости в трубках 3 и 7 возникают
кориолисово ускорение и соответствующие силы, создающие мо-
мент Mv вокруг оси у. В трубках 4 и 6 также возникают подобные
силы, но они проходят через ось у и поэтому не создают момента
относительно этой оси. Благодаря гибким соединениям 2 и 5
система трубок 3, 4, 6, 7 может под влиянием момента Му пово-
рачиваться вокруг оси в подшипниках 1 и 8. Масса жидкости
в трубках т = 2Flp. Ее кориолисово ускорение а = 2a>v =
= 2<i>Q0/F. Момент, развива-
емый силами кориолиса,
Му — tnaL = kQM,
где k = 4pcoL.
Расходомеры по этой схеме
изготовлялись на небольшие
расходы жидкости: 0,3 — 6 т/ч
и 0,72—15т/ч. Падение давления
Рис. 198. Схема действия сил в гиро-
скопическом расходомере иекольцевой
формы
Рис. 197. Схема действия гиро-
скопического расходомера
12 П. П. Кремлевский
353
при Qmax равно 3,4 кПа. Погрешность в пределах ±0,25—2 %.
Частота вращения подвижной системы 100 об/мин. Характерен
большой диапазон измерения у этих приборов. Гироскопические
расходомеры с непрерывным вращением подвижного элемента
не нашли заметного применения. Большее распространение полу-
чили вибрационные гироскопические расходомеры, у которых
подвижная система непрерывно колеблется вокруг оси у с по-
стоянными частотой и амплитудой.
18.5. Вибрационные расходомеры
Вибрационными называются кориолисовы или гиро-
скопические расходомеры, в которых подвижной элемент преоб-
разователя расхода не вращается, а лишь совершает непрерывные
колебания с постоянной или периодически затухающей амплиту-
дой под влиянием внешнего силового воздействия.
Во всех вибрационных преобразователях расхода в подвижном
элементе возникает кориолисово ускорение и соответствующие
силы, создающие момент 7ИК, пропорциональный массовому рас-
ходу QM, который действует навстречу вращающему моменту.
Схема преобразователя вибрационного расходомера показана
на рис. 199 [8]. Измеряемое вещество поступает по вертикальной
трубке, закрепленной в корпусе 2. Труба 3 связана гибким соеди-
нением с трубой 1. Это позволяет ей совершать колебательное
движение вокруг точки О, вызываемое электромагнитной катуш-
кой возбуждения 5. Поток вытекает через нижний конец трубы 3
и уходит по трубе 4. Абсолютное движение потока в трубе 3 обра-
зуется в результате его относительного
движения вдоль оси трубы и переносного
движения, вызываемого колебаниями
трубы. При этом в потоке возникает ко-
риолисово ускорение а и соответству-
ющие силы (их равнодействующая NK
показана на рисунке), создающие мо-
мент Мк, направленный противоположно
вращающему моменту.
Уравнение движения трубки, колеблю-
щейся с угловой скоростью со, имеет вид
J& + Мк + Л40 + Му = Мв,
где J — момент инерции трубки, запол-
ненной измеряемым веществом; Л4К —
момент, создаваемый кориолисовыми
силами; 7ИС —момент сопротивления вра-
щению при неподвижной жидкости в труб-
ке, обусловленный ее вязкостью; Л4У —
момент сопротивления, вызываемый упру-
гими силами трубки; Мв — вращающий
момент.
Рис. 199. Принципиальная
схема вибрационного ко-
риолисового преобразо-
вателя расхода
354
Выражение для Мк имеет вид
!п
Мк = J apcFl dl,
о
где I и /п — текущая и полная длины трубки; F — площадь попе-
речного сечения трубки.
Обозначая через v среднюю скорость движения потока в трубке,
получим а = 2v(a = 2рф, где ф — угол поворота трубки. Под-
ставляя это значение а в уравнение для 7ИК, найдем
Л/к = = /£<2мф-
Момент Мс пропорционален а = ф . Следовательно, Мс =
= £тф (£т — коэффициент пропорциональности). Момент Му
пропорционален углу поворота <р: Л4у = сф (с — жесткость вибри-
рующей трубки).
Вращающий момент Мв пропорционален силе тока iB в ка-
тушке возбуждения: Мв = kBiB (kB — коэффициент пропорцио-
нальности).
Подставляя значения 7ИК, Мс, Му и 7ИВ в уравнение движе-
ния, получим
/ф 4- (I^Qm 4- fer) ф 4- Сф = kBiB.
Если iB и Мв постоянные, то о расходе QM можно судить по
углу поворота ф и амплитуде колебаний, которые уменьшаются
с увеличением QM. Если же поддерживать амплитуду колебаний
постоянной путем увеличения момента Мв, то расход QM можно
измерять по значению Мв или по силе тока iB.
При последнем режиме моменту Мв будут противодействовать
лишь моменты 7ИК и Мс. Тогда будут справедливы равенства:
Л4В = Мк 4~ Л1с; /ф 4- сф = 0.
Подставляя в первое из этих уравнений значения 7ИВ, Мк
и Л1С, найдем зависимость между силой тока iB и расходом QM:
iB = UnQu 4~ М ®/feB.
Второе же уравнение соответствует уравнению свободных ко-
лебаний, частота которых а определяется зависимостью
а — / с/(Ут 4- JB),
где /т и JB — моменты инерции самой трубки и вещества, находя-
щегося в ней, соответственно.
Частота колебаний пустой трубки ат = у"c/JT. Очевидно,
J/JT = <d|/co2. Кроме того, JB/JT = pBs/p-rST, где рв и рт — плот-
ность измеряемого вещества и материала трубки соответственно;
$ и $т — площадь проходного отверстия и кольцевого сечения
трубки соответственно. Подставляя значения J/JT и JB/JT в ра-
венство J/JT = (14- JB/JT), получим
Рв = (PtSt/s) (®| — а2)/а2.
12*
355
Рис. 200. Схема вибрационного Рис. 201. Различные типы вибри-
расходомера рующих трубок: а — с грузом на
конце и круглым отверстием; б —
трубка с прямоугольным отвер-
стием, подвешенная с помощью
плоских пружин и сильфона
Отсюда следует, что, измеряя частоты со и сот, можно опреде-
лить плотность измеряемого вещества. Как показано в работе [9],
некоторое, очень незначительное, влияние на со имеет расход QM.
С увеличением QM частота со слегка уменьшается.
На рис. 200 показана измерительная схема, примененная в рас-
ходомере «Вибратор II», разработанном во ВНИИКАнефтегаз [8].
Электромагнитная катушка возбуждения 4 приводит в непрерыв-
ные колебания трубку 2, закрепленную в корпусе 1. Для съема
колебаний трубки 2 служит катушка 3. Обе катушки связаны
между собой усилителем 5. Коэффициент усиления последнего
изменяется с помощью управляющего напряжения 1/р, выраба-
тываемого схемой автоматического регулирования 6, в которую
поступают задаваемое напряжение Ua и напряжение (/а, сни-
маемое с катушки 3. При увеличении расхода QM возрастает мо-
мент сопротивления Мк, вызываемый кориолисовыми силами, и
уменьшается амплитуда колебаний трубки, а значит, и напряже-
ние 1/а. Это приводит к увеличению напряжения £/р и силы тока iB
в катушке возбуждения 4, пока не наступит равенство между вра-
щающим моментом Л4В и моментом сопротивления Л4К. Благодаря
малому статизму системы регулирования амплитуда колебаний
трубки поддерживается почти постоянной. Управляющее напря-
жение l/р подается не только на усилитель 5, но и в преобразова-
тель 7, вырабатывающий частоту fQa пропорционально 1/р, а сле-
довательно, и расходу QM, который измеряется прибором 8.
А частота колебаний самой трубки f, являющаяся мерой плот-
ности вещества, измеряется прибором 9. В более ранних разра-
ботках ВНИИКАнефтегаз в расходомере ВМР-1 сила тока воз-
буждения iB не зависела от расхода. Выходной сигнал дифферен-
циального преобразователя был пропорционален амплитуде коле-
баний. Измерялось время уменьшения этого сигнала между двумя
356
фиксированными значениями. Коэффициент затухания колеблю-
щейся системы обратно пропорционален этому времени. В момент
достижения нижнего фиксированного значения посылался очеред-
ной сигнал в катушку возбуждения.
На рис. 201, а, б показаны некоторые формы вибраторов, ис-
следованные во ВНИИКАнефтегаз. Рис. 201, а изображает кон-
сольно защемленную трубку с упругим участком, переходящим
затем в жесткую часть, имеющую большую массу. Чем больше
последняя, тем меньше влияние плотности вещества на момент
инерции вибратора, а значит, и на показания. Подобный вибра-
тор был применен в расходомере ВМР-1, где не измерялась ча-
стота колебаний и, следовательно, не учитывалось изменение
плотности вещества. Упругий участок трубы имел длину 21 мм
и толщину стенок 8 мм. Собственная частота колебаний вибра-
тора 8 Гц. На рис. 201, б показан вибратор, подвешенный на
плоских пружинах и связанный сильфоном с подводящей трубой.
Он имеет прямоугольное проходное отверстие. Оно сложнее в изго-
товлении, но тем целесообразнее, чем больше измеряемый расход
(особенно если измеряемое вещество двухфазное). При ширине
прямоугольного отверстия а = 50 мм вибратор был рассчитан
на Qmax = 16,5-10s кг/ч. При а = 100 мм максимальный расход
увеличивался вдвое. Собственная частота колебаний 10 Гц.
Вибраторы с круглым отверстием и пружинным подвесом при-
меняются в расходомерах «Вибратор П-50» и «Вибратор П-100»,
имеющих Qmax, равное 2,1 и 4,2 т/ч соответственно, а вибраторы
с прямоугольным отверстием — в расходомерах «Вибратор П-200»
и «Вибратор П-400», у которых Qmax составляет 8,3 и 16,7 т/ч соот-
ветственно. Все эти расходомеры предназначены прежде всего
для измерения расхода нефтегазовых смесей. Об особенностях
их работы в этих условиях см. в гл. 33.
Рассмотрим гироскопические вибрационные расходомеры, у ко-
торых подвижная система не вращается, а колеблется вокруг
своей оси. У них также, как и в случае непрерывного вращения
вокруг оси х (см. рис. 196), возникают кориолисовы силы, кото-
рые вызывают колебания прецессии вокруг оси у. Чем больше
расход, тем больше угол и амплитуда этих колебаний. Путем
измерения указанных величин или напряжения в упругих свя-
зующих элементах судят о массовом расходе QM. Ряд конструкций
гироскопических вибрационных расходомеров был разработан
как у нас, так и за рубежом [10, 18].
На рис. 202 изображен преобразователь одного из таких рас-
ходомеров. Жидкость поступает в кольцевую трубку 2 через
гибкое соединение 6, колено и радиальный участок, а выходит
через второй радиальный участок и гибкое соединение 4. Радиаль-
ные участки проходят внутри пустотелой горизонтальной оси,
на которой укреплено кольцо 2. Электродвигатель 9 имеет выход-
ной вал 8 с эксцентриковым пальцем, входящим в прорезь гори-
зонтальной оси. Поэтому вращение электродвигателя будет вы-
357
зывать колебание оси вместе
с укрепленным на ней коль-
цом 2 вокруг вертикальной
оси 7. Возникающий под
влиянием кориолисовых сил
гироскопический момент дей-
ствует относительно гори-
зонтальной оси и будет вы-
зывать колебания кольцевой
трубки вокруг нее. Проти-
водействующий момент со-
здается упругими силами
скручиваемых тонких шеек 3
и 5 горизонтальной оси.
Гироскопический момент,
пропорциональный расхо-
ду Qmax> может быть измерен
или с помощью тензорези-
сторов, связанных с шейка-
ми 3 и 5, или же по ампли-
туде колебаний кольца с по-
Рис. 202 Вибрационный гироскопический мощью укрепленной В НиЖ-
преобразователь расхода ней его точке витка проволо-
ки 1, плоскость которого
перпендикулярна к плоскости кольца 2. При колебании витка
в поле постоянного магнита 10 в ней образуется ЭДС, амплитуда
которой пропорциональна углу поворота 6 кольца вокруг гори-
зонтальной оси. Преобразователь на расход Qmax = 270 кг/ч имел
алюминиевую трубку диаметром d = 5 мм, согнутую в кольцо
диаметром D = 175 мм. Угол 9шах — 0,005° при колебаниях
кольца вокруг вертикальной оси на 0,5° с частотой 10 Гц. Преоб-
разователь на расход Qmax = 27 т/ч имел трубку из коррозионно-
стойкой стали с d = 38 мм и D = 300 мм. Угол 0шах = 0,0015°
при колебаниях кольца с частотой 12 Гц вокруг вертикальной оси.
В более новой конструкции зарубежного вибрационно-гиро-
скопического расходомера его преобразователь расхода (рис. 203)
состоит из U-образной трубки 3, укрепленной в основании 1,
через которую протекает жидкость, и из Т-образной листовой
пружины 2 с раздвоенным концом типа камертона. Для приведе-
ния U-образиой трубки 3 в непрерывные колебания вокруг оси х—х
служит силовая катушка 4, помещенная на конце пружины 2,
внутри которой может перемещаться магнит 6, укрепленный
в центре U-образной трубки 3. Вторая катушка, концентричная
силовой, служит для измерения частоты колебаний, зависящей
от плотности измеряемого вещества. Кориолисовы силы, возни-
кающие в двух параллельных коленах U-образной трубки, создают
гироскопический момент, приводящий в непрерывные колебания
U-образную трубку вокруг оси у—у. С помощью оптических
358
х
Рис 203. U-образный преобразователь вибра-
ционного расходомера
устройств 5 и 7 измеряет-
ся время т перемещения
при колебательном движе-
нии вокруг оси у—у ко-
лен U-образной трубки,
пропорциональное углу
поворота 0 вокруг этой
оси, а следовательно, и
расходу QM в соответствии
с уравнением QM=cLr/8r2,
где с — жесткость U-об-
разной трубки. Были ис-
пытаны на воде три преоб-
разователя с U-образной трубкой. Преобразователь с d = 3 мм
испытывался на расходах от 57 до 7300 г/мин, с d = 6 мм — на
расходах от 0,45 до 22,7 кг/мин, с d = 25 мм — на расходах
от 4,5 до 245 кг/мин. В большей части указанных диапазонов
погрешность не превышает ±0,5 %. Заметим, что частота коле-
баний трубки зависит от плотности измеряемого вещества.
18.6. Сравнение различных типов силовых
расходомеров
Для измерения расхода однофазных веществ (жидко-
сти или газа) в большинстве случаев наиболее целесообразны тур-
босиловые расходомеры (особенно при измерении больших рас-
ходов). Гироскопические расходомеры пригодны лишь для изме-
рения малых расходов в трубах, имеющих диаметр менее 50 мм.
Кориолисовы расходомеры занимают промежуточное положение.
Преобразователи турбосиловых и кориолисовых расходомеров,
не имеющие электропривода, проще, компактнее и надежнее в ра-
боте. Но угловая скорость вращения их зависит от расхода, изме-
рительная схема сложнее и чаще приходится применять измери-
тельные пружины. При этом точность измерения будет зависеть
от совершенства упругих свойств пружин, влияния температуры
на эти свойства и возможности их изменения во времени и при
изменении частоты их вращения из-за отсутствия или несовер-
шенства динамической балансировки.
Преобразователи с внешним электроприводом сложны и не-
рациональны. Электропривод лучше иметь внутри преобразова-
теля, когда их роторы совмещены друг с другом, а статор отделен
диамагнитной втулкой. Относительно просты расходомеры с элек-
троприводом, у которых расход определяется измерением мощ-
ности, питающей электродвигатель. Но у них шкала с подавлен-
ным нулем (мощность при нулевом расходе), а пропорциональ-
ность между мощностью или силой питающего тока и расходом
сохраняется лишь в определенных пределах.
Если вязкость измеряемого вещества может существенно изме-
няться, надо применять двухроторные турбосиловые или кориоли-
359
совы расходомеры с компенсацией вязкости. При этом роторы и
зазоры у них должны быть совершенно одинаковы, равно как и
характеристики электродвигателей, вращающих роторы.
Предпочтительно применение силовых расходомеров для изме-
рения расхода двухфазных сред, в частности нефтегазовых пото-
ков. Но при этом возникает опасность расслоения фаз при враще-
нии подвижного элемента преобразователя расхода, особенно
в турбосиловых расходомерах. В меньшей степени это явление
наблюдается в кориолисовых расходомерах, поэтому они нашли
применение для измерения расхода нефтегазовых потоков, но не
с вращающимся ротором, а с колеблющейся (вибрирующей) тру-
бой при небольшой частоте ее вибрации.
18.7. Перепадно-силовые расходомеры
Перепадно-силовые расходомеры существенно отли-
чаются от ранее рассмотренных силовых расходомеров, создающих
в преобразователе расхода ускорение, пропорциональное массо-
вому расходу QM. В них в результате внешнего силового давления
создается перепад давления, также пропорциональный QM. Это
наиболее существенное их достоинство по сравнению с расходо-
мерами с сужающими устройствами.
В перепадно-силовых расходомерах в результате действия осо-
бых насосов или вращения подвижного элемента преобразователя
[11, 15, 16] абсолютная или относительная (по отношению к по-
движному элементу) скорость v в одном месте потока увеличи-
вается на Др, а в другом — уменьшается на Др и измеряется воз-
никающая при этом разность давлений (полных или статических).
На рис. 204 дана схема расходомера, где измеряется разность
статических, а не полных давлений. В преобразователе расхода
труба 1 разветвляется на две одинаковые параллельные ветви 2 и 4,
в которых установлены одинаковые сужающие устройства (на-
пример, трубы Вентури). Дифманометр 3 измеряет разность ста-
тических давлений в горловине той и другой трубы Вентури.
Насос 5 непрерывно отбирает некоторое количество жидкости
из ветви 2 и подает ее
в ветвь 4, уменьшая сред-
нюю скорость в ветви 2
на Ди и увеличивая ее на
такую же величину в вет-
ви 4. Очевидно, перепад
давления в трубе Вентури
в первой ветви будет pi —
— р'2 = kp (v/2 + Др)2/2
и соответственно во вто-
Рис 204 Схема расходомера с двумя парал- Р°й трубе Вентури Pi
дельными сужающими устройствами и пере- Р2 — Яр (V/2 — Ди) /2.
током
Здесь v — средняя ско-
360
рость в трубе 2. Дифманометр покажет перепад давления
р\ — Рг — kpv До = k AvQit/F,
где F — площадь сечения трубопровода.
Известны расходомеры, в преобразователе которых в цилин-
дрической камере установлен с небольшим зазором цилиндриче-
ский ротор. При непрерывном вращении последнего благодаря
вязкости приводится во вращательное движение слой жидкости,
прилегающий к ротору. Эго вызывает увеличение скорости
жидкости в зазоре с одной стороны ротора и уменьшение с другой
на одну и ту же величину До. Возникнет перепад давления, кото-
рый определяется предыдущим уравнением и измеряется дифма-
нометром. Испытания расходомеров, у которых диаметр и длина
ротора были в несколько (2—5) раз больше диаметра трубопро-
вода, подтвердили хорошую пропорциональность между перепа-
дом рх—р2 и массовым расходом QM Опыты проводились при
сравнительно небольших расходах Отечественные исследования
более компактного расходомера, у которого диаметр ротора, рав-
ный 74,5 мм, был близок к диаметру трубопровода 50 мм, пока-
зали, что пропорциональность между рх—р2 и QM наблюдается
лишь в начале градуировочной кривой при частоте вращения ро-
тора 1250—1450 об/мин [1]. Уменьшение частоты вращения и
увеличение зазора сверх 0,2 мм ухудшают прямолинейность гра-
дуировочных кривых. Перепадно-силовые расходомеры не полу-
чили сколько-нибудь заметного применения
Глава 19. ВИХРЕВЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
19.1. Общая характеристика
Вихревыми называются расходомеры, основанные на
зависимости от расхода частоты колебаний давления, возника-
ющих в потоке в процессе вихреобразования или колебания струи.
Они разделяются на три группы, существенно отличные друг
от друга.
1. Расходомеры, имеющие в первичном преобразователе не-
подвижное тело, при обтекании которого с обеих его сторон по-
переменно возникают срывающиеся вихри, создающие пульсации
давления.
2. Расходомеры, в первичном преобразователе которых поток
закручивается и, попадая затем в расширенную часть трубы, пре-
цессирует, создавая при этом пульсации давления.
3. Расходомеры, в первичном преобразователе которых струя,
вытекающая из отверстия, совершает автоколебания, создавая
при этом пульсации давления.
361
Термин вихревой расходомер, строго говоря, приложим лишь
к приборам первых двух групп. Но одинаковый осциллирующий
характер изменения параметров, определяющих движение потока
в преобразователях расхода, позволяет и расходомеры 3-й группы
рассматривать вместе с первыми двумя. Особенно близок характер
протекающих процессов в расходомерах 1-й и 3-й групп. Поэтому
мы, следуя [25, 26 ], считаем целесообразным и приборы 3-й группы
отнести к вихревым расходомерам.
Для исследования характеристик вихревых расходомеров на-
ряду с числом Рейнольдса Re служит число или критерий Стру-
халя Sh, характеризующий периодические процессы, связанные
с движением жидкости или газа. Этот критерий, возникающий
при изучении обтекания потоком воздуха цилиндра (струны),
имеет вид
Sh = f dv'1,
где f — частота пульсаций давления газа (или жидкости) в ре-
зультате периодического срыва вихрей; d — диаметр цилиндра
(характерный размер); v — скорость потока.
Так как при постоянстве числа Sh частота f пропорциональна V,
то, измеряя эту частоту, можно судить о скорости V, а значит,
и об объемном расходе потока. Для получения линейной шкалы
вихревого расходомера надо, чтобы число Sh оставалось постоян-
ным в возможно большем диапазойе чисел Re.
Иногда кроме числа Sh применяют еще и число Росби Ro —
отношение осевой и тангенциальной составляющих скорости
Ro = v/ cod,
где со — угловая скорость.
Числа Sh и Ro связаны зависимостью Sh = f/ioRo, из которой
следует, что Sh остается постоянным, если постоянны число Ro
и отношение f/co.
Преобразователи расхода у этих расходомеров многоступенча-
тые. В первой ступени в процессе вихреобразования или осцилля-
ции струи создаются пульсации давления и скорости, частота
которых пропорциональна объемному расходу. Во второй ступени
эти пульсации преобразуются в выходной сигнал, обычно элек-
трический. Для этого служат преобразователи давления (пьезо-
элементы), температуры (термоанемометры), напряжения (тензо-
резисторы), ультразвуковые преобразователи скорости и т. п.
Работу вихревых расходомеров могут нарушать акустические
и вибрационные помехи, создаваемые различными источниками:
иасосами и компрессорами, местными сопротивлениями, завихри-
телями, вибрирующими трубами и т. д. Если частота вредных
пульсаций отличается от частоты измерительного сигнала, то ее
влияние можно устранить с помощью электрических фильтров.
Сложнее их устранить, если эти частоты совпадают. Иногда при-
меняют струевыпрямитель на выходном патрубке преобразователя
362
расхода [211. Для борьбы с помехами целесообразно иметь два
преобразователя (например, два пьезоэлемента), включенных
встречно и установленных в точках, где пульсации полезного
сигнала находятся в противофазе, а пульсационные помехи в фазе.
При этом полезные сигналы усиливаются, а помехи в значительной
мере устраняются. Термопреобразователи менее чувствительны
к помехам, чем преобразователи давления. Вибрации не отра-
жаются на их показаниях [1 ], но механически они менее прочны.
У вихревых расходомеров много достоинств: отсутствие подвиж-
ных частей, простота и надежность преобразователя расхода, не-
зависимость показаний от давления и температуры, большой
диапазон измерения, доходящий в некоторых случаях до 15—20,
линейность шкалы, хорошая точность (погрешность ±0,5—1,5 %),
частотный измерительный сигнал, стабильность показаний, срав-
нительная несложность измерительной схемы, возможность полу-
чения универсальной градуировки. К недостаткам вихревых рас-
ходомеров относятся значительная потеря давления, достигающая
30—50 кПа, и некоторые ограничения возможности их примене-
ния: они непригодны при малых скоростях из-за трудности изме-
рения сигнала, имеющего малую частоту, и изготовляются лишь
для труб, имеющих диаметры от 25 до 150—300 мм. Применение
их для больших труб затруднительно, а при очень малых диаме-
трах нет устойчивого вихреобразования. Они не применяются
также при Re < 10®±104. Многие конструкции вихревых рас-
ходомеров непригодны и для измерения загрязненных и агрессив-
ных веществ, могущих нарушить работу преобразователей выход-
ного сигнала. Но на процессе вихреобразования загрязнение, кор-
розия и эрозия тела обтекания или закручивающего аппарата
практически сказываются очень мало (в отличие, например, от
сужающих устройств). Поэтому при выборе преобразователя вы-
ходного сигнала (например, ультразвукового) вихревые расходо-
меры могут служить и для измерения загрязненных, агрессивных
и абразивных веществ.
Вихревые расходомеры появились сравнительно недавно и
поэтому еще не получили широкого распространения. Но благо-
даря своим достоинствам и более низкой по сравнению с турбин-
ными и электромагнитными расходомерами стоимости они весьма
перспективны.
19.2. Вихревые расходомеры
с обтекаемым телом
Тело, находящееся на пути потока, изменяет направ-
ление движения обтекающих его струй и увеличивает их скорость
за счет соответствующего уменьшения давления. За миделевым
сечением тела начинается обратный процесс уменьшения скорости
и увеличения давления. Одновременно с этим на передней стороне
тела создается повышенное, а на задней стороне — пониженное
363
Рис. 205. Схема образования вихрей
давление. Пограничный слой, обтекающий тело, пройдя его миде-
лево сечение, отрывается от тела и под влиянием пониженного
давления за телом изменяет направление движения, образуя
вихрь. Это происходит как в верхних, так и в нижних точках обте-
каемого тела. Но так как развитие вихря с одной стороны препят-
ствует такому же развитию с другой стороны, то образование
вихрей с той и другой стороны происходит поочередно (рис. 205).
При этом за обтекаемым телом образуется вихревая дорожка
Кармана шириной а, имеющая постоянное отношение b/а, которое
для обтекаемого цилиндра ^авно 0,281.
Частота срыва вихрей согласно критерию Струхаля / =ч
= и Sh/d, т. е. пропорциональна отношению v/d, а следовательно
при постоянном характерном размере d тела пропорциональна,
скорости V, а значит, и объемному расходу Qo. Зависимость
между Qo и f дается уравнением
Qo = (sd/Sh) f, (210 а)
где s — площадь наименьшего поперечного сечения потока вокруг
обтекаемого тела.
Чтобы обеспечить пропорциональность между Qo и f, число
Струхаля Sh должно оставаться неизменным в возможно большей
области значений числа Re. Для обтекаемого цилиндра число Sh
остается постоянным в области 10s—104 < Ro < 2-105. Поэтому
расходомер с цилиндрическим обтекаемым телом может иметь
диапазон измерения Qmax/Qmin ~ 20. Но такой диапазон может
иметь место в том случае, если при Qmln скорость v в трубе будет
достаточна и обеспечит устойчивое вихреобразование (в частности,
для воды v > 0,2 м/с). Исследование расходомера с цилиндриче-
ским обтекаемым телом диаметром d показало [28], что наиболее
предпочтительным является отношение d/D ~ 0,15-г-0,25. Преиму-
щественное применение в вихревых расходомерах нашли призма-
тические тела прямоугольной, треугольной или трапецеидальной
(дельтообразной) форм. У последних основание обращено на-
встречу потоку. Такие тела образуют сильные и регулярные вих-
ревые колебания, хотя и создают несколько большую потерю дав-
ления. Кроме того, они удобны для организации второй ступени
преобразования частоты в выходной сигнал. В работе [24] реко-
мендуется длина основания треугольного тела В = D/3, а высота
равнобедренного треугольника h — 1,3В.
364
В работе [ 191 приведены данные по влиянию геометрии неко-
торых обтекаемых тел на отношение полезного сигнала к шуму,
который образуется в результате случайных турбулентных пуль-
саций. Исследования проводились в воздуховоде квадратного се-
чения 305x305 мм. Обтекаемое тело прямоугольной формы (305х
X25,4x9,65 мм), к нему с тыльной стороны в середине по всей
длине тела было присоединено прямоугольное ребро. В резуль-
тате тело получило Т-образную форму. Добавление ребра уси-
ливает вихреобразование и увеличивает отношение полезного
сигнала к шуму. При теле обтекания треугольной формы
(В = 25,4 мм) с углом при вершине а, направленном навстречу
потоку, отношение сигнала к шуму возрастает по мере умень-
шения а от 60 до 20°.
Влияние геометрии некоторых тел обтекания на работу вихре-
вого расходомера было исследовано также в работе [16]. В част-
ности, для тел прямоугольной формы с 0,1 B/D С 0,35 иссле-
довалась зависимость числа Sh от числа Re, от отношения B/D
и от отношения 0,2 L/D 2 (L — продольный размер тела).
При необходимости усиления выходного сигнала иногда при-
меняют два тела обтекания, расположенные на некотором рас-
стоянии друг от друга. У приборов фирмы «Фишер—Портер»
{Fisher and Porter) как первое, так и второе тело обтекания —
прямоугольные призмы. На боковых гранях второй по потоку
призмы размещены пьезоэлементы, защищенные плоскими гиб-
кими мембранами [14]. Дифференциальное включение пьезоэле-
ментов исключает влияние шумовых помех. В работе [8] для
измерения расхода газа в трубе с D = 300 мм после квадратного
тела со стороной В, равной всего 18 мм {B/D = 0,06), на рас-
стоянии L = 60 мм было помещено второе тело Т-образной формы
(высота 18 мм, толщина 5 мм) с ребром (длина 28 мм, толщина
5 мм). Для съема сигнала служили проволочные никелевые термо-
анемометры {d = 0,075 мм): один на верхней, а другой на нижней
плоскости ребра, включенные дифференциально. Наибольшее уси-
ление сигнала было получено при размещении термоанемометров
на самом конце ребра при расстоянии между телами обтекания
L — 60 мм.
Имеется много способов преобразования вихревых колебаний
в выходной сигнал [9, 10]. Некоторые из них показаны на
рис. 206, а—д. Как правило, они основаны на использовании
периодических колебаний давления или скорости струй с обеих
сторон обтекаемого тела. В качестве чувствительного элемента
преобразователя чаще всего применяют один или два полупровод-
никовых термоанемометра. На рис. 206, а два элемента термо-
анемометра помещены на лобовой стороне обтекаемого тела рас-
ходомера фирмы «Истич» {Istish). Встречное их включение
усиливает измерительный сигнал, а симметричное расположение
способствует компенсации вредного влияния помех. На рис. 206, б
элемент термоанемометра помещен внутри сквозного отверстия
365
Рис. 206 Способы преобразования
частоты вихрей в выходной сигнал
в теле, а на рис. 206, в — в обводной трубке, находящейся сна-
ружи трубопровода. При каждой пульсации давления с обеих
сторон тела возникает движение через сквозное отверстие в нем
или через обводную трубку, вызывающее изменение сопротивле-
ния элемента термоанемометра. Если отверстия с противополож-
ных сторон тела соединить перпендикулярным сверлением, в ко-
тором поместить ферромагнитный шарик (рис. 206, а) или мем-
брану, то они станут колебаться с частотой пульсации давления
или, что то же, с частотой срыва вихрей с обеих сторон тела.
Эти колебания с помощью индуктивного или емкостного преобра-
зователя образуют выходной сигнал.
На рис. 206, д обтекаемое тело трапецеидальной формы соеди-
нено тонкой перемычкой с диском, способствующим усилению и
стабилизации вихреобразования [71. На перемычке расположены
тензорезисторы, воспринимающие напряжения в ней, возника-
ющие при поперечных колебаниях тела под влиянием вихреобра-
зования и превращающие их в выходной сигнал. Вместо тензо-
резисторов может быть применен струнный преобразователь на-
пряжения в обтекаемом теле, как это сделано в расходомере
фирмы «Фишер—Портер» [15].
Преобразователь вихревого расходомера фирмы «Кент» (Kent)
имеет тело обтекания прямоугольной формы, боковые стороны
которого частично по всей длине выполнены из упругих металли-
ческих мембран [9, 16]. Каждая из мембран вместе с располо-
женными за ней слоем масла (диэлектрик), плоского электрода
и затем слоя изоляции образует конденсатор. Колебания давления
с обеих сторон обтекаемого тела вызывают пульсацию мембран
и изменение емкости конденсаторов благодаря перетеканию масла
из одного в другой через соединительные каналы. Последние одно-
временно оказывают фильтрующее действие на высокочастотные
колебания мембран, вызываемые различными помехами. Этот
преобразователь иногда называют интегрирующим [9], потому
что он реагирует на вихреобразования по всей длине тела, что
366
Рис 207. Преобразователь
вихревого расходомера с
пьезоэлементамн, реаги-
рующими на вибрацию те-
ла обтекания
способствует повышению точности и мало
отзывается на помехи, вызываемые мест-
ными турбулентностями.
В другом преобразователе, обладающем
интегрирующими свойствами, за телом
обтекания треугольной формы [И] сна-
ружи трубопровода размещены излуча-
тель, а с другой стороны приемник
ультразвуковых колебаний, реагирующие
на вихревые колебания потока. Этот ме-
тод имеет свои достоинства, но присут-
ствие в жидкости твердых частиц или
газовых пузырьков будет сказываться на
выходном сигнале [10].
На рис. 207 показана [23, 26] схема
преобразователя с телом обтекания 1 тра-
пецеидальной формы, которое вибрирует
в направлении, перпендикулярном к пото-
ку, под влиянием пульсации давлений
на его боковых сторонах. Возникающие изгибные напряже-
ния воспринимаются пьезоэлементами 2 и 3, электроды кото-
рых 4 и 5 включены навстречу друг другу. Благодаря этому пара-
зитные вибрации тела обтекания и трубопровода в направлении
движения потока не сказываются на выходном сигнале — раз-
ности напряжений на пьезоэлементах 2 и 3. Преобразователь при-
годен для тяжелых условий работы вплоть до давлений 15 МПа
и температур 400 °C и может служить для измерения расхода
не только жидкости и газа, но и пара.
Вихревые расходомеры с телом обтекания треугольного, тра-
пецеидального и квадратного типов предназначены для труб
диаметром D от 50 до 300 мм [27 ]. Их приведенная погрешность
±0,5—2 %. Диапазон измерения около 10 [15], но при опреде-
ленных условиях может достигнуть 15—20 [26]. Наименьшее
число Re, при котором сохраняется линейная характеристика,
104±2 10*. Наибольшее число Re для жидкости, имеющей не-
большое давление, ограничивается явлением кавитации.
Перед вихревым расходомером с обтекаемым телом надо иметь
прямолинейный участок трубы длиною I. По данным [28], в за-
висимости от скорости потока v, равной 1,6; 3,4; 4,9; 6,1 и 8 м/с,
минимально необходимое отношение 1/D составляет 2; 4; 7; 13 и 20
соответственно. Эта рекомендация не учитывает вида местного
сопротивления. В зависимости от этого вида в одной работе счи-
тается необходимым иметь 1/D равным 5 после полностью откры-
тых задвижек и вентилей, равным 15 после колена, диффузора
и конфузора с углами 15° и равным 25 после двойного колена.
При частично открытых задвижках, вентилях и клапанах необхо-
димы еще большие значения 1/D. Применение струевыпрямителя
может в ряде случаев существенно сократить необходимую длину I.
367
Результаты экспериментальной про-
верки вихревых расходомеров «Истич»,
«Фишер — Портер» и «Кент» на расхо-
домерной установке на различных
жидкостях приведены в работе [15].
Применение вихревых расходомеров
с обтекаемым телом для труб боль-
шого диаметра (более 300—350 мм)
Рис 208 Вторичный преоб- затруднено из-за возможности совпа-
разователь вихревого рас- дения частоты свободных колебаний
ходомера ВИР тела с частотой срыва вихрей [1], сла-
бой эффективности процесса вихре-
образования при малых значениях относительного диаметра обте-
каемого тела (B/D < 0,24-0,3) и неприемлемости больших
его значений (B/D > 0,3) из-за громоздкости и уменьшения
частоты вихреобразования, которая обратно пропорциональ-
на значению В.
В работе [26] предложено для измерения расхода газа в тру-
бах большого диаметра применять обтекаемое тело в виде пусто-
телого цилиндра диаметром 32 мм, на противоположных сторонах
которого имеются отверстия, просверленные через каждые 100 мм
по длине тела. Внутри тела между каждой парой противолежа-
щих отверстий помещается платиновый элемент термоанемометра
с постоянной температурой.
В НИИтеплоприбор разработаны вихревые расходомеры типа
ВИР с телом обтекания прямоугольной формы на диаметры труб
50, 70, 100 и 150 мм [4]. Внутри тела обтекания прямоугольной
формы имеется (рис. 208) камера 5, соединенная отверстием 1
диаметром 1 мм с боковыми сторонами обтекаемого тела, на ко-
торых возникают пульсации давления, обусловленные срывом
вихрей. Внутри камеры (диаметр 6,5 мм, высота 0,8 мм) помещен
медный диск 4 (диаметр 6 мм, толщина 0,015 мм). По обе стороны
диска находятся катушки 2 и 3 дифференциального трансформа-
торного преобразователя, из которых первичные питаются пере-
менным током частотой 5 кГц. Под влиянием пульсаций давления
диск колеблется с амплитудой 0,3—0,5 мм и при этом, изменяя
индуктивность вторичных катушек, модулирует несущую частоту
с частотой огибающей, пропорциональной расходу. В результате
возникает амплитудно-модуляционный сигнал с глубиной моду-
ляции 2—5 % и частотой от 1 до 200 Гц. Электронная схема уве-
личивает глубину модуляции до 80—100 %. Далее сигнал про-
ходит через усилитель высокой частоты, демодулятор, фильтр,
усилитель низкой частоты, триггер Шмитта и выходит в виде
прямоугольных импульсов амплитудой 10—15 В. Вся эта схема
расположена в первичном преобразователе расхода ППВР. Затем
сигнал поступает в передающий преобразователь ПУВР-5, осу-
ществляющий питание всей электрической схемы и формирующий
выходной сигнал постоянного тока 0—5 мА.
368
Градуировка расходомера ВИР, как показали его испытания
на воде и воздухе, очень мало зависит от вязкости и плотности
вещества. Колеблющийся диск не реагирует на высокочастотные
турбулентные пульсации потока, а когда его камера заполнена
измеряемой жидкостью, то и вибрации трубопровода не влияют
на ’ показания. Диапазоны измерения по воде у расходомера
ВИР-50: 3,2—32; 4—40; 5—50 м3/ч; у расходомера ВИР-70:
6,3—63; 8—86; 10—100; у расходомера ВИР-100: 10—100; 12,5—
125; 16—160; 20—200; у расходомера ВИР-150: 20—200; 25—250;
32—320; 40—400. Температура измеряемого вещества 4—95°; дав-
ление не более 2,45 МПа; потеря давления не более 0,03 МПа;
потребляемая мощность 30 В-А. Расходомеры ВИР изготовляются
заводом «Староруссприбор».
Приведенная погрешность измерения расхода: по частотному
сигналу ±0,5 %, а по аналоговому ±1,5 % у расходомеров
ВИР-50 и ВИР-70 и ±1 % у расходомеров ВИР-100 и ВИР-150.
19.3. Расходомеры с прецессией
воронкообразного вихря
Преобразователи этих расходомеров имеют устрой-
ство, закручивающее поток, направляемый затем через короткий
цилиндрический насадок или участок трубы в ее расширенную
часть. В последней вращающийся поток принимает воронкообраз-
ную форму, а его ось, вокруг которой вращается ядро вихря,
сама вращается вокруг оси трубопровода. При этом давление
на внешней поверхности вихревого потока пульсирует синхронно
с угловой скоростью вращения ядра вихря, пропорциональной
линейной скорости потока или объемному расходу. Для преобра-
зования частоты пульсаций давления или скорости в измеритель-
ный сигнал применяются пьезоэлементы или полупроводниковые
термоанемометры. Таким образом, этот преобразователь состоит
из двух ступеней — в 1-й происходит преобразование объемного
расхода потока в частоту прецессии воронкообразного вихря,
а во 2-й — преобразование этой частоты в измерительный сигнал.
Две возможные принципиальные схемы первой ступени преоб-
разователей таких расходомеров, отличающиеся лишь способом
закручивания потока, показаны на рис. 209, а, б. На рис. 209, а
жидкость или газ по трубе 1 диаметром 6 входит тангенциально
Рнс. 209. Схемы устройств, создающих вращательное движение потока
369
Рис. 210. Зависимость между чис-
лами Sh и Re для камеры с танген-
циальным вводом (а) и для винто-
вого завихряющего устройства (б)
(D/d = 1; Lid- 2,82):
1 — камера с одним отверстием
(£>/d = 2,5, L/d = 4); 2 — камера с
несколькими отверстиями (Did =1;
Lid =3,1),------вода;-----воздух
в цилиндрическую камеру 2 диа-
метром D, где закручивается и
через патрубок 3 диаметром d
и длиною L поступает в трубу или
камеру 4 большего диаметра, где
вращающийся поток прецесси-
рует, что сопровождается мест-
ными пульсациями давления и ско-
рости. На рис. 209, б закручи-
вание потока производится спи-
рально расположенными лопатка-
ми. В остальном обе схемы иден-
тичны. Первые опыты с преоб-
разователем по рис. 210, а (6 =
— 4,8 им, D = 24 мм, d = 8 мм,
L = 17,5 мм) были опубликова-
ны Воннегутом в 1954 г. Опыты
как на воде, так и на воздухе
дали линейную зависимость ме-
жду частотой пульсации давления
и объемным расходом. В работах Шеюда [12, 131 была получена
зависимость числа Sh от Re для камеры с тангенциальным вводом
(рис. 210, а) и для винтового завихряющего устройства (рис. 210, б).
В последнем случае число Sh остается постоянным при Re 3- 10s,
а при тангенциальном вводе постоянство числа Sh достигается
лишь при более значительных числах Re и, кроме того, число Sh
зависит от свойств вещества. Поэтому в расходомерах преимуще-
ственно применяется завихряющее винтовое устройство, к тому же
не требующее перед собой прямых участков трубы. Но потеря
давления в этом завихряющем устройстве выше.
Процесс возникновения прецессии гдра вихря можно согласно
работе [2, 3] пояснить так (рис. 211). Ось ядра вихря, вокруг
которого последний вращается с углэвой скоростью <о, может
под влиянием случайного местного изменения давления нли ско-
рости отклониться от оси Oz патрубка на угол <р. При этом возник-
нет разность давлений между внутренней и наружной поверхно-
стями ядра, так как на наружной его поверхности частоты вра-
Рис. 211. Схема возникновения процессии ядра вихря
370
щения как ядра, так и всего потока действуют в одном направле-
нии, а на внутренней поверхности — в направлении противопо-
ложном друг другу. Эта разность давлений создает силу рп, пер-
пендикулярную к оси ОЕ, приложенную на некотором расстоя-
нии I от точки О и образующую относительной этой точки главный
момент внешних сил М = рп1. Согласно закону моментов этому
моменту М геометрически равна скорость v точки А, являющейся
концом главного момента количества движения ядра вихря
Lo = Je(o (Je — момент инерции ядра вихря), отложенного на
оси ОЕ от точки О- Следовательно,
v = М = рп1.
Скорость v, перпендикулярная к плоскости гОЕ, вызовет вра-
щение оси ядра вихря ОЕ вокруг неподвижной оси Oz с угловой
скоростью соц которая определяется из выражения
©х = v/L0 sin q> = v/Jed) sin ф.
Подставляя сюда значение v из предыдущего уравнения, по-
лучим
®1 = РиШе® s’n Ф-
Частота пульсаций давления f на внешней поверхности вихре-
вого потока
f = ©1/2л = pall2nu)Jъ sin ф.
Сила ра пропорциональна скорости или объемному расходу
потока, следовательно, и частота f будет им пропорциональна.
В СКВ «Нефтехимприбор» разработано несколько конструкций
приборов как с тангенциальным способом закручивания потока
(расходомеры ВР-1), так и с винтовым аппаратом (расходомеры
«Вихрь» и ПРВ). На рис. 212 показано устройство преобразова-
ла
Рис. 212. Преобразователь расхода «Вихрь»
371
теля расходомера «Вихрь». Поток жидкости или газа проходит
через входной патрубок 1 и завихряющий аппарат 3, снабженный
обтекателем 2, в формирующий патрубок 4 и далее в расширенную
камеру 6. У выхода из патрубка 4 установлены четыре пьезоэлек-
трических преобразователя давления под углом 90° друг к другу.
Два из них — 5и<8—включены дифференциально. При этом изме-
рительный сигнал усиливается, а акустические помехи исклю-
чаются. Другие два пьезопреобразователя, расположенные пер-
пендикулярно, предназначены для компенсации вибрационных
помех. Каждый преобразователь установлен в гильзе, снабженной
резиновой уплотняющей прокладкой. Ввиду большого внутрен-
него сопротивления пьезопреобразователей и малых измеряемых
напряжений предварительный усилитель помещен внутри кожу-
хов, но вне потока измеряемого вещества. В выходном патрубке
расположен струевыпрямитель 7, одновременно защищающий от
акустических помех со стороны выходной трубы. Около 2 % всего
потока может проходить через отверстие в центре обтекателя 2,
минуя завихряющий аппарат. Изменяя размер этого отверстия
при настройке прибора, можно получить идентичность характе-
ристик преобразователей расходомеров, т. е. их взаимозаменяе-
мость. Измерительные сигналы, выходящие из предварительного
усилителя, поступают в блок масштабирования и питания БМПУ,
где они дополнительно усиливаются, формируются в прямоуголь-
ные импульсы постоянной длительности и амплитуды и приводятся
к определенному масштабу. Помимо частотного, блок БМПУ имеет
аналоговый выходной сигнал 0—100 мВ. Имеется семь типоразме-
ров преобразователей «Вихрь» на условные проходы 25; 40; 50;
70; 80; 100 и 150 мм с диапазонами измерения 3—9; 6—18; 12—36;
22—66; 30—90; 50—150 и 100—300 м3/ч соответственно Преобра-
зователи рассчитаны на давление до 1,6 МПа, вязкость жидко-
сти не более 5-Ю"6 ма/с при максимальном расходе 0,1 МПа.
Приведенная погрешность измерения количества ±1 %, рас-
хода ±1,5 % (без учета погрешности измерительного прибора).
Устройство преобразователя расхода ПРВ показано на рис. 213.
Здесь два пьезопреобразователя давления расположены парал-
лельно и симметрично относительно вертикальной оси. При этом
не только акустические, но и вибрационные помехи воздействуют
на оба преобразователя синфазно и исключаются при встречном
включении. Поэтому здесь можно иметь два пьезопреобразователя
вместо четырех в расходомере «Вихрь». Пульсации давления вос-
принимаются тонкой металлической мембраной 10, приваренной
к корпусу гильзы 9. Эго исключает необходимость резиновых
уплотняющих прокладок и упрощает эксплуатацию. Преобразо-
ватели ПРВ разработаны для диаметров труб 15; 25; 40; 50 и
100 мм на расходы жидкостей от 1 до 150 м®/ч.
Преобразователи расхода фирмы «Фишер—Портер» с винтовым
завихряющим аппаратом имеют в качестве чувствительного эле-
мента не пьезоэлемент, а термоанемометр, установленный на вы-
372
Рис, 213. Преобразователь ПРВ вихревого расходомера:
1 — входной патрубок, 2 — обтекатель, 3 — винтовой завихряющий аппарат, 4 — формирующий патрубок, 5 —
предварительный усилитель, 6 — защитный кожух, 7 — крышка, 8 — пьезоэлектрический преобразователь давле-
ния. 9 — гильза. 10 — разделительная мембрана, 11 — патрубок для подвода пульсации давления
ходе потока из формирующего патрубка. Полупроводниковый эле-
мент термоанемометра изменяет свои температуры и сопротивле-
ние синхронно с пульсациями давления, возникающими в пре-
цессирующем вихревом потоке.
19.4. Вихревые расходомеры
с осциллирующей струей
Принципиальные схемы двух вариантов преобразо-
вателей с осциллирующей струей показаны на рис. 214, а, б
[25, 261. Глубина проточной части преобразователей постоянна.
Поток жидкости или газа проходит через сопло 1 и попадает в диф-
фузор 3 прямоугольного сечения. Под влиянием случайных при-
чин поток в каждый данный момент в большей степени прижи-
мается к той или другой стенке диффузора (допустим, к нижней).
Тогда благодаря эжектирующему действию струи в преобразова-
теле релаксационного типа (рис. 214, а) давление рг в нижней
части обводной трубки 2 станет меньше давления рг в верхней
ее части и по трубке 2 возникнет движение, показанное стрелкой,
которое перебросит струю к верхней стенке диффузора. После
этого направление движения в обводной трубке изменится и струя
станет осциллировать. В преобразователе с обратной гидравличе-
ской связью струя, прижатая к нижней стенке диффузора 3,
не вся удаляется через выходной патрубок 5. Часть ее ответвляется
в нижний обводной канал 4 и, выходя через сопло 2, перебрасы-
вает струю, выходящую из сопла 1, в верхнее положение. После
этого произойдет ответвление части струи в верхний обводной
канал 6, струя будет переброшена вниз и наступит процесс ее ко-
лебаний, сопровождающийся синхронными колебаниями давлений
с обеих сторон струи. Последний преобразователь с обратной
связью лучше. Он обеспечивает более строго процесс осцилляции
и в большем диапазоне чисел Re сохраняет линейную зависимость
между расходом Qo потока и частотой f колебаний. Найти эту
зависимость можно исходя из следующих соображений [5].
Период колебаний Т струи определяется уравнением Т = 2 (t0 +
+ /п), где t0 — время передачи импульса давления от входа
в обводную трубку длиною /0 до сопла 2 на ее конце; ta — время
переброса струи до начала повышения давления в противополож-
Рис. 214. Преобразователь с осциллирующей струей:
а — релаксационный; б — с обратной гидравлической связью
374
ной обводной трубке. Время io = lofc, где с — скорость звука
в измеряемом веществе. Время ta = kl/v = klF/Q0, где I — длина
диффузора; v — скорость истечения из сопла 1, имеющего пло-
щадь F; k — поправочный коэффициент. Так как tn > t0, получим
f = МТ = QJklF. (211)
Расходомеры с осциллирующей струей пригодны для приме-
нения в трубах преимущественно малого диаметра: от 12 до 100 мм,
но нижнее значение числа Re у них 2-103 [26], что существенно
меньше, чем у других вихревых расходомеров.
В НИИтеплоприбор разработаны расходомеры жидкости типа
РАСТР-1А и РАСТР-1Б с осциллирующей струей [5]. У первого
ширина сопла 1,5 мм, глубина 1 мм; у второго 2,5 мм и 5 мм соот-
ветственно. Область измерения: 4—30 л/ч у РАСТР-1А и 40—
400 л/ч у РАСТР-1Б. Приведенная погрешность не более 1 %.
Известны случаи применения преобразователей с осциллиру-
ющей струей также в качестве парциальных (см. гл. 26).
Г л а в а 20. ТЕПЛОВЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
20.1. Общая характеристика
Тепловыми называются расходомеры, основанные на
измерении зависящего от расхода эффекта теплового воздействия
на поток или тело, контактирующее с потоком. Они служат для
измерения расхода газа и реже для измерения расхода жидкости.
Существует много разновидностей тепловых расходомеров, раз-
личающихся способом нагрева, расположением нагревателя (сна-
ружи или внутри трубопровода) и характером функциональной
зависимости между расходом и измеряемым сигналом. Основной
способ нагрева — электрический омический. Индуктивный нагрев
почти не применяется на практике. Кроме того, в некоторых слу-
чаях находит применение нагрев с помощью электромагнитного
поля и с помощью жидкостного теплоносителя. По характеру
теплового взаимодействия с потоком тепловые расходомеры под-
разделяются на калориметрические, термоконвективные и термо-
анемометрические. При электрическом омическом нагреве у кало-
риметрических нагреватель расположен внутри, а у термоконвек-
тивных — снаружи трубы. Но в литературе нередко называют
калориметрическими также и некоторые расходомеры с наружным
нагревом.
У калориметрических и термоконвективных расходомеров из-
меряется разность температур ДТ газа или жидкости (при по-
стоянной мощности W нагрева) или же мощность W (при ДТ =
375
= const). У термоанемометров измеряется сопротивление 7? на-
греваемого тела (при постоянной силе тока I) или же сила тока i
(при /? = const).
Раньше всех появились термоанемометрические приборы для
измерения местных скоростей потоков, потом калориметрические
расходомеры с внутренним нагревом, но они не получили замет-
ного применения. Позднее стали разрабатываться термоконвек-
тивные расходомеры. Благодаря наружному расположению на-
гревателя они находят все более широкое применение в промыш-
ленности. Термоконвективные расходомеры разделяются на квази-
калориметрические и теплового пограничного слоя. В первых
измеряется разность температур потока, или же мощность на-
грева, во вторых — разность температур пограничного слоя
или же соответствующая мощность нагрева. Они применяются
для измерения расхода главным образом в трубах небольшого
диаметра от 0,5—2,0 до 100 мм. Для измерения расхода в трубах
большого диаметра находят применение особые разновидности
термоконвективных расходомеров: парциальные с нагревателем
на обводной трубе; с тепловым зондом; с наружным нагревом
ограниченного участка трубы.
Калориметрические и термоконвективные расходомеры изме-
ряют массовый расход при условии неизменности теплоемкости
измеряемого вещества, что является их достоинством. Другое до-
стоинство термоконвективных расходомеров — отсутствие кон-
такта с измеряемым веществом. Недостаток тех и других — боль-
шая инерционность. Для улучшения быстродействия применяют
корректирующие схемы, а также импульсный нагрев. В отличие
от остальных тепловых расходомеров термоанемометры весьма
малоинерционны, но они служат преимущественно для измерения
местных скоростей, хотя и имеются конструкции термоанеометри-
ческих расходомеров. Приведенная погрешность термоконвектив-
ных расходомеров обычно лежит в пределах ±(1,54-3) %. У ка-
лориметрических расходомеров она меньше и равна ±(0,34-1) %.
Значительно реже применяются тепловые расходомеры с на-
гревом электромагнитным полем или жидкостным теплоносителем.
Достоинство первых — сравнительно малая инерционность. Элек-
тромагнитное поле создается у них с помощью излучателей энер-
гии высокой частоты, сверхвысокой частоты или инфракрасного
диапазона. Они предназначены в основном для электролитов и
диэлектриков а также селективно-серых агрессивных жидкостей.
Расходомеры с жидкостным теплоносителем нашли применение
в промышленности при измерении расхода пульп, их иногда при-
меняют и при измерении расхода газожидкостных потоков.
Температурный предел применения термоконвективных рас-
ходомеров обычно не превосходит 150—200 °C и в редких случаях
достигает 250 °C. При нагреве электромагнитным полем или
жидкостным теплоносителем этот предел повышается до
450 °C.
376
Особая разновидность тепловых — меточные расходомеры, в ко-
торых измеряется время перемещения тепловой метки на опреде-
ленном участке пути (см. гл. 28).
20.2. Калориметрические расходомеры
Калориметрические расходомеры основаны на зави-
симости от мощности нагрева среднемассовой разности температур
потока Калориметрический расходомер состоит из нагревателя 3
(рис 215, а), расположенного внутри трубопровода, и двух термо-
преобразователей 1 и 2 для измерения температур до Тх и после Тг
нагревателя. Термопреобразователи располагаются обычно на
равных расстояниях (4 = 4) от нагревателя. Распределение тем-
ператур по обе стороны от источника нагрева будет зависеть
от расхода вещества. При отсутствии расхода QM = 0 температур-
ное поле симметрично, как это видно из кривой I на рис. 215, б.
При появлении расхода эта симметрия нарушается. При малых
скоростях потока Тх падает вследствие притока холодного ве-
щества сильнее, чем температура Tt, которая при малых скоро-
стях может даже возрастать (кривая II). В результате вначале
с ростом расхода растет разность температур АТ = Те — Тх
(рис. 215, в). Но при достаточном увеличении расхода Qu темпе-
ратура Tj станет постоянной, равной температуре притекающего
вещества, в то время как Тг будет падать (кривая III). При этом
разность температур АТ будет уменьшаться с увеличением рас-
хода QM, как видно из рис. 215, в. Рост АТ при малых значе-
ниях QM почти пропорционален расходу. Затем этот рост замед-
ляется и после достижения максимума кривой начинается паде-
ние АТ по гиперболическому закону. На рис. 216 приведены
Рис 215. Калориметрический расходомер: а — принципиальная схема; б —
распределение температур; в — зависимость ДТ от расхода QM при W» const
377
нием мощности нагрева W максимум
Рнс. 216. Разность темпера-
тур ДТ (в мкВ ТЭДС) в зависи-
мости от расхода воды (расход
10 мл/ч соответствует скорости
0,346 мм/с), силы тока в нагрева-
теле и мест расположения термо-
пресЙ5разователей:
-------- для ближней термобата-
реи; — — — — для дальней термо-
батареи
полученные эксперимен-
тально при измерении очень
малых расходов воды [46 ]
кривые зависимости ДТ от
расхода QM. С увеличе-
кривых возрастает. Кроме
того, расположение термопреобразователей также влияет на гра*
дуировочные кривые. Пропорциональность между ДТ и QM на*
блюдалась лишь до скорости 0,2 м/с. При измерении расхода
воздуха линейная зависимость сохранялась до скорости 0,5 м/с.
Но малые скорости встречаются преимущественно в трубах ма-
лого диаметра, внутри которых трудно расположить нагреватель.
Поэтому калориметрические расходомеры с внутренним нагре-
вом работают обычно на нисходящей ветви кривой и зависи-
мость между W и QM найдем из уравнения теплового баланса
W = kcvbTQM, (212)
откуда
Qm = w/kcp ЬТ, (213)
где ср — теплоемкость (для газа при постоянном давлении) при
температуре (7\ — Те)/2, Дж/кг-К; k — поправочный коэффи-
циент, учитывающий потери тепла в окружающую среду, погреш-
ность измерения ДТ из-за неравномерности распределения тем-
ператур по сечению трубопровода и возможность повышения 1\
за счет теплопередачи от нагревателя.
Из уравнения (213) следует, что при W = const расход QM
обратно пропорционален ДТ, и соответствующая кривая яв-
ляется гиперболой. При этом чувствительность прибора падает
с ростом расхода. Если же автоматически поддерживать ДТ —
= const путем изменения мощности W нагрева, то между QM и W
будет прямая пропорциональность, за исключением области ма-
лых скоростей, где уравнение (213) неприменимо. Зависимость
между QM и IF при ДТ = const показана на рис. 217. Пропор-
циональность между QM и W является достоинством данного
метода, но устройство расходомера оказывается более сложным.
Градуировать калориметрический расходомер можно путем
измерения W и ДТ. Для этого надо оценить значение коэффи-
циента k и сделать его близким к единице. Это достигается прежде
378
всего хорошей изоляцией того участка трубы, где расположен
нагреватель, а также невысокой температурой нагревателя. Далее
необходимо обеспечить правильное измерение среднемассовой
разности температур ДТ. Для этого как нагреватель, так и термо-
резисторы для измерения Тх и Т2 выполняют таким образом, чтобы
они перекрывали равномерно сечение трубопровода. Но при этом
средняя температура по сечению не будет равна средней темпе-
ратуре потока, так как скорости в различных точках сечения
разные. Лучше между нагревателем и термопреобразователем для
измерения Тг поставить завихритель, состоящий из ряда наклон-
ных лопастей, обеспечивающий равномерное температурное поле
на выходе. Такой же завихритель, расположенный до нагрева-
теля, позволит устранить его теплообмен с термопреобразовате-
лем, служащим для измерения 7\. Применение завихрителей
сопряжено с увеличением потери давления, но в случае приме-
нения калориметрического расходомера в качестве образцового
прибора это не имеет значения.
Если прибор предназначен для измерения больших расходов,
то разность температур ДТ при Qmax ограничивают 1—3° во избе-
жание большого расхода мощности W. Так, для расхода воздуха
QM = 1000 кг/ч при ДТ = 2°Си ср= 1,01 • 10s Дж (кг-К) мощ-
ность W уже равна 560 Вт. Так как теплоемкость у жидкостей
много больше, чем у газов, то калориметрические расходомеры
находят применение лишь для измерения очень малых расходов
жидкостей, и прибор работает на начальной восходящей ветви
кривой. Основное назначение этих приборов — измерение рас-
хода газа.
Первая разработка подобного прибора была выполнена Тома-
сом. Для равномерности нагрева потока нагреватель состоял
из двух проволочных конусов, сложенных основаниями. Для из-
мерения Л и Те были применены терморезисторы в виде круглых
сит, перекрывающих внутреннее сечение трубопровода. Прибор
работал по схеме ДТ = const. С помощью регулируемого сопро-
тивления, изменявшего силу тока в нагревателе, электрический
мост, в плечи которого включены
оба терморезистора, автоматически
уравновешивался при заданной раз-
ности ДТ. В другом приборе, пред-
назначенном для измерения расхода
воздуха в трубе диаметром 300 мм,
нагреватель был изготовлен из них-
ромовой проволоки d = 4 мм и дли-
ной 25 м, свитой в спираль. Мощ-
ность нагрева 10 кВт. Разность тем-
ператур ДТ = 3 °C При Qmax =
= 6500 м®/ч. Терморезисторы пере-
секали сечение трубопровода в виде
зигзагообразной медной проволоки.
Рис. 217. Зависимость мощно-
сти W иагрева от расхода QM
при ДТ = const
379
Калориметрические расходомеры с внутренним нагревом не по-
лучили распространения в промышленности из-за малой надеж-
ности работы в эксплуатационных условиях нагревателей и термо-
преобразователей, располагаемых внутри трубопровода. Они более
пригодны для различных исследовательских и экспериментальных
работ. Кроме того, целесообразно применять их в качестве образ-
цовых приборов для поверки и градуировки других расходомеров.
При этом особенно ценным является то, что они измеряют массо-
вый расход, а сами могут быть проградуированы путем измерения
мощности W7 и разности температур АГ. Оценивая погрешность
измерения W значениями ±(0,14-0,15) %, а измерения АТ значе-
ниями ±(0,14-0,2) %, можно в случае поправочного коэффициента
k — 1 обеспечить измерение расхода с относительной приведенной
погрешностью ±(0,34-0,5) %. При необходимости потери тепла
в окружающую среду можно оценить с помощью тепломера,
измеряющего тепловой поток через стенку.
20.3. Термоконвективные расходомеры
Общая характеристика. Термоконвективными назы-
ваются тепловые расходомеры, у которых ни нагреватель, ни
термопреобразователь не вводятся внутрь трубопровода, а рас-
полагаются снаружи. Это существенно повышает эксплуатацион-
ную надежность расходомеров и делает их удобными для приме-
нения. Передача тепла от нагревателя к измеряемому веществу
осуществляется через стенку трубы за счет конвекции. Имеется
несколько разновидностей термоконвективных расходомеров, ко-
торые можно объединить в следующие группы:
1) квазикалориметрические расходомеры —
а) с симметричным расположением термопреобразователей;
б) с нагревателем, совмещенным с термопреобразователем;
в) с нагревом непосредственно стенки трубы;
г) с асимметричным расположением термопреобразователей;
2) расходомеры, измеряющие разность температуры погранич-
ного слоя;
3) расходомеры особых разновидностей для труб большого
диаметра.
У приборов 1-й группы градуировочные характеристики, как
и у калориметрических расходомеров (см. рис. 215 и 217), имеют
две ветви: восходящую и нисходящую, а у приборов 2-й группы —
только одну, так как у них преобразователь начальной темпера-
туры Т изолирован от нагревательного участка трубы. Кроме
того, квазикалориметрические расходомеры применяются преиму-
щественно для труб малого диаметра, начиная от 0,5—1,0 мм
и выше.
Чем больше диаметр трубы, тем в меньшей степени прогре-
вается центральная часть потока, и прибор все в большей мере
измеряет лишь разность температур пограничного слоя, которая
380
зависит от его коэффициента
теплоотдачи, а значит, и от ско-
рости потока. При малых диа-
метрах прогревается весь поток
и здесь так же как и в кало-
риметрических расходомерах
измеряется разность темпера-
тур потока с той и другой
стороны нагревателя. Но ура-
внение (212), в котором попра-
вочный коэффициент k близок
к единице, здесь не применимо,
так как значительная часть теп-
Рис. 218. Распределение температур
в стенке трубы при наружном нагрева-
теле
ла, выделяемого нагревателем,
распространяется вдоль стенки трубы, а не передается потоку.
Основы теории термоконвективных квазикалориметрических
расходомеров. При конструировании теплового расходомера с на-
ружным расположением нагревателя важно правильно выбрать
длину нагревателя и расположение термопреобразователей отно-
сительно него. Это можно сделать исходя из анализа процесса
теплообмена между нагреваемой трубкой и газом или жидкостью,
движущимися внутри нее. Примем допущение [5], что темпера-
тура нагревателя постоянна по его длине и не зависит от расхода
газа. Тогда температурное поле преобразователя при расходе
> 0 и его отсутствии QM — 0 будет иметь вид, показанный
на рис. 218. Симметричность поля нарушается при появлении
расхода. Согласно теории регулярного режима процесс нагрева
газа от начальной температуры То до температуры Тг, являю-
щейся средней температурой газа в рассматриваемом сечении,
по выходе из зоны нагрева описывается уравнением
(Тг - То) = (Тот - То) [1 - ехр (-тт) ], (214)
где Тст — температура стенки трубы преобразователя в зоне на-
гревателя, практически совпадающая с температурой последнего;
m — темп нагрева газа; т — время прохождения газа через зону
нагрева.
Темп нагрева газа
m = a^k = kk/cvp, (215)
где ат, А, ср, р — коэффициенты температуропроводности, тепло-
проводности, удельная теплоемкость и плотность газа соответ-
ственно, k — коэффициент, зависящий от формы поперечного
сечения канала.
Для канала круглого сечения, имеющего диаметр d, коэффи-
циент выражается формулой '
k = (4,81/d)2;
381
для прямоугольного сечения, у которого ширина равна А, а вы-
сота В,
k = л2 (Д2 + В2)/А2 В2;
при щелевидной форме канала, когда А В, из последней
формулы получим k ~ л2/В2.
Время прохождения т зоны нагрева длиною I элементарным
объемом газа
т = fcp/QM, (216)
где s — площадь поперечного сечения канала.
Из (215) и (216) следует, что
тх =
где кф = ks — коэффициент формы канала.
Для круглой трубки кф = 5,78л « 12, а для щелевидной
трубки кф = л2 А/В.
Тогда уравнение (214) примет вид
Тг — То = (7"от — То) [ 1 — ехр (-WcpQM)]. (217)
Соответственно процесс охлаждения газа от начальной тем-
пературы, равной Тот, до температуры Т2 будет описываться
уравнением
Тр Тй = (Тот То) ехр ( кфИ/с-дС^^.
Необходимую длину нагревателя I можно найти из условия,
что температура газа при проходе через зону нагрева достигает
не менее 99 % от температуры этой зоны 7"ет. Тогда из уравне-
ния (217) следует неравенство ехр (—^X//cpQM) •< 0,01, решая
которое, получим:
для трубки круглого сечения /mln > 0,38XQM/cp;
для щелевидной трубки /т1п > 0,47ВЦ)м/Дср.
Хотя для круглой трубки длина нагревателя lmia оказалась
не зависимой непосредственно от ее диаметра d, тем не менее
косвенно через расход QM такая зависимость имеется. С ростом QM,
а следовательно, и с ростом d возрастает длина /ш1п. В щелевид-
ной трубке /т1п зависит от отношения сторон В/A и с увеличением
сплюснутости /т1п уменьшается. Расчет /т1п по приведенным фор-
мулам [5 ] дает при объемном расходе азота 2 см®/с (при атмосфер-
ном давлении) для круглой трубки длину /ш1п = 76,8 мм, а для
прямоугольной с отношением сторон В/А = 0,2 /ш1п = 9,6 мм.
Эксперимент подтверждает правильность этих формул.
Выбор места расположения термопреобразователей относи-
тельно нагревательного элемента зависит от диапазона измеряе-
мых расходов и от того, на какой ветви градуировочной кривой
будет работать расходомер.
При измерении малых расходов прибор работает на начальной
ветви кривой, которая при постоянной мощности нагрева (W =
= const) представляет собою прямую или близкую к ней линию,
382
выходящую из начала ко-
ординат. При этом в основ-
ном применяется симмет-
ричное расположение тер-
мопреобразователей. Рас-
пределение температур в
таком преобразователе рас-
хода показано на рис. 219.
Кривая 1 соответствует
Qm = 0- Она симметрична
относительно нагревателя.
Начальное значение темпе-
ратуры То в местах распо-
ложения термопреобразо-
вателей Т1 и Т2 тем выше,
чем больше теплопровод-
Рис. 219. Квазикалориметрический расходо-
мер с симметричным расположением термо-
преобразователей; а — принципиальная схе-
ма; б — распределение температур
ность материала трубы.
С появлением расхода (кривая 2) симметрия начинает нарушаться.
На участке а—б температура падает из-за притока холодного газа.
Участок в—г испытывает два противоположных влияния. Приток
нагретого газа способствует повышению Т2, но снижение темпе-
ратуры стенки трубы в зоне нагрева будет уменьшать Т2. Поэтому
характер кривой на участке в—г будет зависеть от совокупного
действия указанных причин. Но при всех обстоятельствах раз-
ность температур Тъ — 1\ будет возрастать, причем это возраста-
ние в начальном участке обычно пропорционально расходу QM.
При дальнейшем росте расхода температура будет снижаться
на всем участке от а до г и вскоре температура Тг примет постоян-
ное значение, близкое к температуре поступающего газа. Оче-
видно, при этом разность температур Т2 — 7\ будет падать с ро-
стом расхода (кривые 3 и 4). Появится, как и у калориметриче-
ского расходомера, вторая, нисходящая, ветвь градуировочной
кривой. При работе расходомера в режиме АТ = const также
будут две ветви кривой, но такой режим для малых расходов
не имеет смысла, так как начальная, падающая, ветвь не имеет
линейного характера.
Исследования, выполненные в работе [12], показали, что
в области микрорасходов значительно большей чувствительности
можно достигнуть, отказавшись от симметричного расположения
термопреобразователей. Была получена формула для определения
расстояния /м от нагревателя, обеспечивающая максимальное
изменение температуры в расчетном диапазоне расходов
/м = (In m — In m^Km — m*).
Здесь m — то же при расходе, соответствующем концу расчет-
ного диапазона; /щ — темп изменения температуры при отсут-
ствии расхода,
ш0 = 2 /апЖтр(£>2-^2).
383
Рис. 220. Зависимдсгь темпов изменения
температуры по длине входного твх и
выходного /«вых участков круглой трубки
из стали Х18Н9Т при £>вар = 2 мм и
DBH = 1>8 мм от расхода газа:
I — азот; 2 — гелий; 3 — водород
где ап — средний коэффи-
циент теплоотдачи от поверх-
ности трубки; 1тр — коэф-»
фициент теплопроводности
материала трубки; D и d —
наружный и внутренний диа->
метры трубки.
Значения т на вход»
ном твх и выходном /гавЫХ
участках трубки зависят не
только от расхода, но и
от аа, Хтр, D, d, а также
и от теплофизических свойств
газа 1121. На рис. 220
показана зависимость /гавх
и твых для круглой труб-
ки из стали Х18Н9Т, име-
ющей D = 2 мм и d = 1,8 мм и трех газов: азота, гелия и
водорода. Результаты расчета дали для такой трубки в зависи-
мости от рода газа расстояние ZBX = 4,44-5,7 мм, /ВЫ1 = 13,64-
4-14,5 мм. В случае медной трубки /вх — 364-37 мм, /вых =
= 484-51 мм. Отсюда следует важный вывод о том, что сечение
с максимальной чувствительностью на входном участке распола-
гается ближе к нагревательному элементу, чем на выходном.
Кроме того, то и другое расстояние уменьшаются с уменьшением
теплопроводности материала трубки и сравнительно мало зависят
от рода газа. Далее оказалось, что для стальной трубки (с малой
теплопроводностью) кривая зависимости максимальной чувстви-
тельности от расстояния имеет значительно более резкий и высо-
кий максимум, чем для медной трубки (с большой теплопровод-
ностью), у которой кривая более пологая и имеет меньшую высоту.
Для никелевой трубки результаты имеют промежуточные зна-
чения.
Иные выводы о наиболее целесообразных местах расположения
термопреобразователей получаются, когда прибор работает (при
IF = const) на нисходящей ветви градуировочной кривой. Здесь
выгодно расположить первый по ходу потока термопреобразова-
тель подальше от нагревателя, а второй поближе к последнему.
При этом значительно подавляется начальная восходящая ветвь
кривой. Эго будет тем сильнее, чем больше расстояние 1г от пер-
вого термопреобразователя до нагревателя. Из соображений
компактности конструкции ограничивают расстояние Zx значениями
200—250 мм. На рис. 221, а—в показано распределение темпера-
тур при W — const по мере роста расхода QM. При QM = 0 уже
имеется (кривая 1) некоторое значение ДТ = Та — Тх. При не-
большом расходе наблюдается и небольшой рост ДТ (кривая 2),
так как температура 7\ падает быстрее температуры Та. При даль-
нейшем росте расхода (кривые 3 и 4) температура Tj практически
384
стабилизируется и будет соответствовать температуре потока,
а температура Т2 будет продолжать понижаться. В результате
разность температур ДТ будет падать. Чем больше мощность
нагрева W, тем круче кривая 5 и тем выше чувствительность
расходомера. Это позволяет путем ступенчатого изменения мощ-
ности W получать многодиапазонные расходомеры с очень боль-
шим отношением Qmax/Qmin- Кривая 6 показывает градуировочную
зависимость при работе расходомера в режиме ДТ = const. Но
этот режим применяется сравнительно редкй, несмотря на ли-
нейную зависимость между расходом и мощностью. Изменение
коэффициента теплопередачи при переходе от ламинарного ре-
жима к турбулентному может отразиться на плавности кривых 5
и 6, как это показано на рис. 221.
Расходомеры с симметричным расположением термопреобразо-
вателей. Схема микрорасходомера, предназначенного для измере-
ния очень малых расходов с симметричным расположением термо-
преобразователей [20], приведена на рис. 222. Измерительная
трубка 3 из красной меди заключена в чехол 2, наполненный
асбестовой крошкой. Она имеет для жидкости внутренний диа-
метр 0,6 мм и толщину стенки 0,2 мм, а для газов 3 мм и 0,5 мм
соответственно. На поверхности трубки (для жидкости) намотан
нагреватель 1 из манганиновой проволоки марки ПЭЛМ диаметром
0,2 мм, имеющей сопротивление 10 Ом, напряжение питания 24 В.
Терморезисторы Rtl и из изолированной медной проволоки
ПЭЛ, диаметром 0,06 мм имеют сопротивление по 20 Ом и служат
для измерения разности температур ДТ с обеих сторон нагре-
вателя. Они включены в мостовую схему, противоположные плечи
которой образуют резисторы R1 и R2 также по 20 Ом. Реостат R4
служит для установки нуля прибора. При возникновении расхода
равновесие моста нарушается. Напряжение, создаваемое током
небаланса, снимается с резистора R3 и подается на вход потен-
цией термопреобразователей: а — принципиальная схема; б — распределение
температур; в — градуировочные кривые;
l-Q,=D; (AT), = Т,0-Т1(); 2-Qt>Q,; (AT), > (AT).; 3 -.Q, > Q,; (AT), <
< (ДТ),; 4 — Q,> Q,; (AT), < (AT),; S — W = const; 6 — AT = const
13 П. П. Кремлевские 385
Рис. 222. дикрорасходомера
Рис. 223. Градуировочные кривые
микрорасходомера иа воде при токе
нагрева: 280 мА (/); 215 мА (2)
и 150 мА (3)
циометра 4. Зависимость показаний последнего при двухслойной
намотке нагревателя и различных значениях тока в нем приве-
дена на рис. 223 Измеряемая среда — вода. Нисходящие ветви
кривых на рисунке не показаны. Постоянная времени расходо-
мера 17,5 с. Ток в нагреватель и мостовую схему подается от
источника питания 5. Теплофизические свойства измеряемого
вещества влияют на градуировку. Это видно из рис. 224 и 225.
Первый из них получен по результатам испытания расходомера,
изображенного на рис. 222, а второй — по данным испытаний
расходомера, исследованного в работе [7]. Для газов прямоли-
нейный участок тем меньше, чем меньше отношение klpcv, где k —-
теплопроводность; ср — теплоемкость; р — плотность газа.
Расходомеры, у которых нагреватель совмещен с термопреоб-
разователями. Термоконвективные расходомеры, у которых на-
Рис. 224. Градуировочные кривые
микрорасходомера для различных
жидкостей:
1 молоко; 2 — вода, 3 — ацетон;
4 — бензин; 5 — дихлорэтан, 6 — керо-
син
Рис. 225. Градуировочные кривые расходо-
мера [7 ] для различных газов:
I — углекислый газ, 2 — водород. 3 — воз-
дух, 4 — гелий, 6 = аргои
386
Рис. 226. Расходомеры с совмещенными нагрева1слем и
термопреобразователями' а — односекционный нагрева-
тель; б — двухсекционный нагреватель; в — распределение
температур при двухсекционном нагревателе
греватель совмещен с термопреобразователями, обладают меньшей
инерционностью. Имеется несколько различных схем таких при-
боров. Возможно применение одного нагревателя, как показано
на рис. 226, а. Прибор снабжен стабилизатором температуры Т
нагревателя и, следовательно, работает в режиме Т = const.
С увеличением расхода возрастает количество тепла, поступающего
от нагревателя в поток. Чтобы его температура не понижалась,
стабилизатор С увеличивает напряжение U питания нагревателя.
Это напряжение и является выходным сигналом В другой схеме
(рис. 226, б) нагреватель состоит из двух секций, являющихся
одновременно терморезисторами /?/ и R2, включенными в мосто-
вую схему. Они нагреваются током от стабилизированного источ-
ника напряжения U. Таким образом, прибор работает в режиме
U = const. При отсутствии расхода распределение температур
в стенке трубопровода изображает симметричная кривая 1. При
этом сопротивления R1 и R2 равны и мост находится в равновесии.
С появлением расхода температура 7\ и сопротивление R1 ста-
новятся меньше температуры Та и сопротивления R2, а распре-
деление температур соответствует кривой 2. Разность темпера-
тур Та — Tt возрастает с ростом расхода и прибор, включенный
в диагональ моста, может быть проградуирован в единицах рас-
хода.
Исследования, выполненные в работе [10], показали, что
в приборе по рис. 226, а можно достигнуть чувствительности
во много раз больше, чем в приборах с раздельными нагревате-
лями и термопреобразователями, особенно в случае небольшой
потери тепла с внешней поверхности нагревателя. Но зато умень-
шение этих потерь увеличивает нелинейность градуировочной
характеристики. При измерении микрорасходов последнее мало-
существенно и теплопотери следует уменьшать. Для приборов же,
измеряющих расход в более широком диапазоне, можно сделать
обратный вывод.
По схеме, показанной на рис. 226, б, изготовляет термоконвек-
тивные расходомеры типа «Флодам» французская фирма «Сетарам»
(Setaram) [4]. В исходной модели применяется труба диаметром
13* 387
8 мм из стали или никеля и толщиной
стенки не более 1 мм, зависящей от да-
вления среды. Прибор предназначен
для измерения расхода чистых газов
при давлении до 35 МПа и темпера-
туре до 200 °C. Обмотки проволочных
платиновых терморезисторов располо-
жены на наружной поверхности трубы.
Диапазон измерения от 0,01 до 10 мг/ч,
что в пересчете на воздух при нор-
мальных условиях дает расход от 0,01
до 8 л/ч. Погрешность градуировки
от ±0,5 до ±1,5 % в зависимости от
измеряемого газа. Постоянная времени
в зависимости от рабочего давления
от 50 до 150 с, а в случае применения
корректирующей схемы от 2,5 дет 8 с.
Длина преобразователя расхода 370 мм.
Рис. 227. Микрорасходомер
для хроматографа
При установке преобразователя на обводной (байпасной) линии
верхний предел измерения может быть повышен до 3 м®/ч, при
диаметре основной линии 8, 10 или 33 мм, и установке в ней
дисковой диафрагмы и до 500 м3/ч при диаметре основной ли-
нии 12, 20, 33 или 50 мм и установке в ней трубы Вентури.
В отечественной практике применяются расходомеры, у ко-
торых нагреватель совмещен с термопреобразователями. В одном
из них на никелевой трубке 1,5x0,5 мм, покрытой теплостойким
лаком, размещена никелевая намотка диаметром 0,03 мм с шагом
спирали 0,5 мм [2]. Отвод от середины намотки образует два
плеча моста сопротивлением по 42 Ом. Мощность нагрева 1 Вт.
Кроме того, серийно изготовляется термоконвективный расходо-
мер типа ДРГ-3, близкий к прибору, показанному на рис. 227, б.
Он предназначен для измерения расхода водорода, аргона, кисло-
рода и других газов, не вызывающих коррозии стали 12Х18Н10Т,
никеля и разрушения резины марки ИРП-1225. Допустимое дав-
ление газа (1,2±2) 10® Па. Возможный верхний предел измере-
ния: 3; 10; 15; 30; 100 и 300 л/ч в зависимости от соотношения
сопротивлений основной и байпасной линии, на которой размещен
преобразователь расхода. Погрешность измерения ±2,5 %. По-
требляемая мощность 15 В-А. Выходной сигнал постоянного тока
10 В на сопротивлении нагрузки более 2 кОм. На градуировочную
характеристику расходомера, особенно в ее начальной части,
сильное влияние оказывает теплопроводность входного и выходного
участков трубки, по которой течет поток. С ее увеличением воз-
растает начальный нелинейный участок характеристики, в пре-
делах которого чувствительность плавно возрастает, начиная от
нулевого значения. Причина этого — уменьшение теплопотерь
с входного участка трубы по мере роста расхода и одновременно
уменьшение оттока тепла от нагревателя по выходному участку
388
трубки. В результате рост выходного сигнала (напряжение пита-
ния) отстает от роста расхода.
В работе [12] предложены методы борьбы с этим недостатком,
реализованные в приборах, разработанных в Дзержинском ОКБА
НПО «Химавтоматика». В одном из них (рис. 227), предназначен-
ном для измерения микрорасходов газа в хроматографах, после-
довательно с основным нагревателем 5 на выходе газа из послед-
него устанавливается дополнительный нагреватель 4, температура
которого немного выше, чем у основного нагревателя. Тогда при
отсутствии расхода от него к основному нагревателю возникнет
тепловой поток, уменьшающийся по мере увеличения расхода.
Это и будет компенсировать уменьшение потерь основного нагре-
вателя. Для уменьшения длины нагревателя 5 он наматывается
на сплющенную часть стальной трубки сечением 1,0x0,2 мм, на
наружной поверхности которой гальваническим путем нанесен
слой меди 6 толщиной 0,15—0,2 мм, что способствует улучшению
теплопроводности трубки в месте нагрева. Газ поступает через
штуцер 1 и кольцевой канал во вкладыше 2 для стабилизации его
начальной температуры. Снаружи преобразователь защищен мас-
сивным экраном 7 с теплоизолирующим покрытием. Медный ре-
зистор 3 предназначен для компенсации изменений окружающей
температуры.
Расходомеры с нагреваемой стенкой трубы. Особую разновид-
ность термоконвективных расходомеров образуют приборы, у ко-
торых отсутствует самостоятельный нагреватель. Роль последнего
выполняет у них участок трубопровода, по которому пропу-
скается ток, преимущественно переменный (для устранения влия-
ния контактных термо-ЭДС). В расходомере фирмы «Хастинг—
Райдист» прямой участок трубки нагревается переменным током,
а разность температур на концах этого участка измеряется с по-
мощью дифференциальной термопары [34]. В другом расходо-
мере [45] на нагреваемой трубке установлены четыре термопары
на равных расстояниях друг от друга. Навстречу друг другу
включены 1-я и 3-я термопары, а также 2-я и 4-я. Измеряется от-
ношение разностей термо-ЭДС.
В особую подгруппу выделяются расходомеры, у которых от-
сутствует не только нагреватель, но и термопреобразователи [10].
Роль последних выполняет нагреваемый участок трубы (рис. 228).
К дугообразной никелевой трубке 2 диаметром 1 мм и толщиной
стенки 0,05 мм подается ток напряжением U через массивные
никелевые токоподводы 1. Части трубки 2, находящиеся между
токоподводами, образуют четыре плеча моста, в диагональ кото:
рого включен потенциометр или микровольтметр 4. Стержень 3
обеспечивает жесткость конструкции. При возникновении расхода
изменяется температура отдельных плеч моста, и он выходит
из равновесия. В диагонали моста возникает разность напряже-
ний Д[/, пропорциональная расходу QM при малых значениях
последнего.
389
Рис. 228 Микрорасходомер с нагреваемой
стенкой трубы (без самостоятельных на-
гревателя и термопреобразователей)
Рис. 229. Расходомер с нагреваемой
стенкой трубы
Схема другого аналогичного расходомера показана на рис. 229.
Измерительная труба имеет выточку, заполненную теплоизоля-
тором 5. Площадь сечения трубы под выточкой много меньше,
чем в остальной части. Снаружи имеется толстостенный кожух 3
(из металла с малым удельным электросопротивлением), правый
конец которого приварен к трубе 4, а левый с помощью электро-
изоляционной втулки 2 укреплен иа трубе 4. Один конец вторич-
ной обмотки трансформатора питания через кольцо 1 связан
с левым концом трубы 4, а другой через кожух 3—с правым кон-
цом той же трубы Толстый 4 и тонкий 6 участки трубы вместе
с резисторами R1 и R2 образуют мост. При пропускании тока
тонкий участок трубы нагревается больше, чем остальная ее часть.
Сигнал U, возникающий в диагонали моста, управляет автома-
тической системой, увеличивающей мощность W нагрева при
увеличении расхода, сохраняя разность температур между тонким
и толстым участками трубы неизменной [25].
Расходомеры с несимметричным расположением термопреоб-
разователей. У этих расходомеров первый по ходу потока термо-
преобразователь устанавливается, как это видно из рис. 221,
вдали от нагревателя, а второй рядом с последним. Эти расходо-
меры близки к рассматриваемым далее расходомерам погранич-
ного слоя. Однако последние имеют два характерных признака:
во-первых, независимость температуры от нагревателя, след-
ствием чего будет полное отсутствие начальной восходящей части
(при W = const) кривой, и, во-вторых, отсутствие прогрева цен-
тральной части потока. У расходомеров же с несимметричным рас-
положением термопреобразователей нет тепловой изоляции пер-
вого из них от нагревателя и поэтому, как правило, имеется, хотя
и незначительная, начальная ветвь кривой. Кроме того, при не-
больших диаметрах трубопровода происходит прогрев всего по-
тока, а не только пограничного слоя.
Схема подобного термоконвективного расходомера типа РТН
показана на рис. 230. Установленная в вертикальном положении
труба 1 заключена в герметичный кожух 2 и снабжена теплоизо-
ляционными втулками 9 и 5, Между кожухом 2 и втулкой 5 для
390
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Рис. 230. Схема расходомера
РТН с несимметричным рас-
положением термопреобразо-
вателей
12
уменьшения теплообмена с окружающей средой находится тепло-
вая изоляция из пенопласта. Помимо этого над измерительным
участком трубы 1 помещен тепловой экран 6, внутри которого
имеется асбестовая изоляция. Рядом с нагревателем 4 находится
термопреобразователь 3 температуры Т2, а на некотором удалении
термопреобразователь 7 температуры 7\. Для повышения чув-
ствительности при измерении разности температур Т2 — 7\ в ка-
честве термопреобразователей служат ряд последовательно соеди-
ненных термопар, образующих термобатарею, с числом спаев 8—20,
ЭДС которой измеряется с помощью автоматического потенцио-
метра 12. При уходе указателя за отметку шкалы, соответству-
ющую Qmln, блок-контакт 13 отключает источник питания 14
от нагревателя. Этим предотвращается возможный перегрев ве-
щества при отсутствии его движения. При необходимости введе-
ния температурной компенсации на изменение температуры изме-
ряемого вещества на входном участке трубы 1 помещается термо-
резистор 8, соединенный с измерителем температуры 10, который
воздействует на потенциометрическую схему 11.
В соответствии с рассмотренной схемой в ЛТИ им. Ленсовета
было изготовлено и исследовано много термоконвективных рас-
ходомеров типа РТН, характеристики некоторых из них при-
ведены в табл. 27 [41. В таблице указаны крайние возможные
значения верхнего предела измерений, достигаемые изменением
мощности нагрева (Т —время переходного процесса).
Таблица 27. Характеристики расходомеров типа РТН
Модель ^тая Qmin d, им Ртах» МПа *тая» °C т, о 6, %
кг/ ч
РТН-22 25 0,5 2—5 6—10 150 15—180 1,5—2,5
РТН-23 60 5 8—10 4 150 25—200 1,5—2,5
РТН-24 500 10 27—30 1 150 40—220 2,5
РТН-25 15-103 250 30—120 1 150 40—250 2,5—3
РТН-26 30 3 4—6 150 120 180—320 3—4
391
Материал трубы и преобразо-
вателей типа РТН: коррозионно-
стойкая сталь, никель, монель-
металл и титан. Проволочные на-
греватели из манганина или ни-
хрома. Их длина 10—12 мм для
d = 2 4-15 мм и несколько боль-
ше с увеличением d. Мощность
нагрева 0,5—5 Вт, а для РТН-25
до 200 Вт. Ступенчатым измене-
нием мощности нагрева дости-
гается многопредельность шкалы
прибора, благодаря чему общий
Рис. 231. Градуировочная характе-
ристика многопредельного расходо-
мера РТН при мощности нагрева:
i — 1,5 Вт; 2 — 2,5 Вт; 3 — 3,5 Вт;
4 —- 4,5 Вт
диапазон измерения получается
очень большим при значении каждого поддиапазона от 6 до 10.
В качестве примера на рис. 231 показана градуировочная харак-
теристика многопредельного расходомера РТН-22, предназначен-
ного для смеси органических жидкостей постоянного состава.
Прибор работает на нисходящей гиперболической ветви градуиро-
вочной кривой, но для получения более линейной шкалы схемным
путем достигаются характеристики, показанные на рис. 231.
К расходомерам с несимметричным расположением нагревате-
лей относится расходомер типа «Ликидам» французской фирмы
«Сетарам» (Setaram), в котором второй — по ходу потока — термо-
резистор намотан на трубе непосредственно под обмоткой нагре-
вателя. Оба терморезистора включены в мостовую схему, автома-
тически поддерживающую разность температур постоянной (АГ =
= const) путем изменения силы тока в нагревательной обмотке.
Прибор предназначен для измерения расхода маловязких жидко-
стей при давлении до 35 МПа. Погрешность при измерении рас-
хода воды в области 0,005—0,5 л/ч равна ±1 %. При установке
преобразователя на байпасной линии верхний предел измерения
может быть увеличен до 200 л/ч. при погрешности измерения
±2% [41.
Для большинства тепловых расходомеров вертикальное рас-
положение преобразователя расхода лучше, чем горизонтальное,
вследствие большей равномерности распределения температуры
по сечению потока.
Расходомеры, измеряющие разность температур пограничного
слоя. Расходомеры пограничного слоя отличаются от ранее рас-
смотренных тем, что тепло от нагревателя не достигает термо-
преобразователя, который расположен первым по ходу потока.
Для этого первый по ходу потока термопреобразователь доста-
точно удален от нагревателя, а между ними располагается тепло-
изолирующая прокладка. Второй термопреобразователь распола-
гается возможно ближе к нагревателю. Благодаря этому пол-
ностью отсутствует начальная ветвь градуировочной кривой и
кривая имеет монотонный характер. Другой их существенный
392
признак — отсутствие прогрева центральной части потока, так
как применяют их для труб с диаметром не менее 50 мм. В ре-
зультате в них измеряется не разность средних температур потока
до и после нагревателя, а разность температур с обеих сторон
пограничного слоя.
На рис. 232, а, б изображена схема такого расходомера. Термо-
преобразователь 1 с помощью нетеплопроводной прокладки 2 изо-
лирован от участка трубы, нагретого нагревателем 3. Рядом с по-
следним расположен термопреобразователь 4, который служит
для измерения температуры Т2 нагретой трубы, в то время как
первый — для измерения температуры 7\ поступающего газа
или жидкости.
Тепловая мощность W, передаваемая потоку через погранич-
ный слой от металлической стенки трубы площадью F, выра-
жается уравнением
W = F ДТа, (218)
где ДТ — Т2 — 7\ (пренебрегая тепловым сопротивлением стенки);
а — коэффициент теплопередачи в пограничном слое. Этот коэф-
фициент определяется критериальным уравнением
Nn = CRenPrm. (219)
Подставляя в него значения критериев Нуссельта Nu, Рейнольдса
Re и Прандтля Рг, получим
Т=С(7-У(ТГ- »
где D — внутренний диаметр трубопровода; Л, р, с, р — коэф-
фициент теплопроводности, динамическая вязкость, теплоемкость
и плотность потока соответственно.
Решая уравнения (218) и (220) совместно с уравнением мас-
сового расхода QM = орл£>2/4, получим
Рис. 232. Расходомер, изме-
ряющий разность температур
пограничного слоя: а — при-
нципиальная схема; б—рас-
пределение' температуры при
W = const [ДТа (QM = 0) >
>Д7ь(<2м>0)]
393
где
a)
w,wn
6)
дт
Рис. 233. Градуировочные зависимости расходомеров, из-
меряющих разность температур пограничного слоя: а —
КТ = const; б — Wu = const (IFn — мощность, передаваемая
потоку)
k = (C4nXI-mcmF)/(nnDI+n|xn-'n).
Для турбулентного движения С — 0,023, п = 0,8 и m = 0,4.
Градуировочные зависимости расходомера показаны на рис. 233, а
для режима AT = const и на рис. 233, б для режима KW = const.
На рис. 233, а кроме кривой W дана еще и кривая Wa = W —
— (К + ^с), где W — мощность нагревателя; Wo— потери в ок-
ружающую среду, a Wo — потери на нагрев стенок трубы. При
QM = 0 вследствие малости од значение UPn очень мало и W опре-
деляется суммой Wo + Wo. В турбулентной области зависимо-
сти W и Wa от QM близки к линейным, так как показатель
степени п близок к единице. Но этого нет при ламинарном движе-
нии, где п = 0,33. В переходной области все кривые имеют неко-
торый изгиб.
Как следует из уравнения (221), показания расходомера зави-
сят от X, с и ji, которые изменяются не только при изменении
состава вещества, но также и при изменении давления и тем-
пературы. Увеличение X и с вызывает положительную, а увели-
Рис. 234. Схема расходомера, измеряю-
щего ДТ пограничного слоя с температур-
ной компенсацией
чение ц отрицательную по-
грешность при измерении
расхода. Для уменьшения
влияния изменения темпера-
туры предложена схема, по-
казанная на рис. 234. Она
включает третий термопреоб-
разователь из материала с
высоким температурным со-
противлением (например, из
никеля), включенный после-
довательно с сопротивле-
нием /?1, что позволяет сни-
зить погрешность от измене-
ния температуры на 50 °C
до 0,5—1,0° [41].
394
Один из приборов, разработанных в СКБ «Нефтехимприбор»
[17] по схеме расходомеров пограничного слоя предназначен для
измерения расхода воды от 100 до 1000 кг/ч при избыточном
давлении 0,25 МПа и температуре от 10 до 100 °C. Нагреватель
имеет манганиновую обмотку сопротивлением 30 Ом. Термо-
резисторы — медные по 60 Ом. Для повышения чувствительности
применены не два, а четыре терморезистора, образующие четыре
плеча моста. Два из них, теплоизолированные от нагревателя,
служат для измерения Tlt вторые, намотанные вблизи нагрева-
теля, — для измерения Т2. Прибор работает по схеме А Г = const.
Нагрев импульсный. Измеряется частота включения нагревателя,
выходные сигналы: частотный и токовый. Внутренний диаметр
измерительной трубы 10 мм. При столь малом диаметре измеряе-
мая разность температур не будет равна разности температур
с обеих сторон пограничного слоя, и прибор будет приближаться
к квазикалориметрическим с асимметричным расположением тер-
мопреобразователей, отличаясь от него отсутствием первой ветви
градуировочной кривой.
Расходомеры особых разновидностей, в частности для труб
большого диаметра. Наряду с ранее рассмотренными термокон-
вективными расходомерами находят применение, но значительно
реже особые разновидности тепловых расходомеров, которые
с большей или меньшей степенью условности можно отнести к тер-
моконвективным.
При измерении расхода веществ, имеющих высокую темпера-
туру, а также веществ, температура которых может существенно
изменяться, следует стабилизировать или вообще исключить
потерю тепла в окружающую среду. Этого можно достичь с по-
мощью схемы, показанной на рис. 235 [4, 31 ]. Ее особенность
состоит в применении дополнительного компенсационного нагре*
вателя 8, установленного по всей длине измерительного участка.
Нагреватель поддерживает заданную разность температур в по-
перечном сечении теплоизоляции 2 не-
зависимо от температуры и расхода
измеряемого вещества. Эта разность
контролируется дифференциальной тер-
мопарой 6, сигнал которой поступает
в автоматический регулятор 7, упра-
вляющий через блок питания 5 током,
поступающим в компенсационный на-
греватель 8. На рис. 235 обозначены:
1 — основной нагреватель; 3 — изме-
рительная термобатарея; 4 — измери-
тельный прибор.
В работе [38] приведены результаты
испытания теплового расходомера, у ко-
торого измеряется электрическое сопро-
тивление нагретого участка стальной
7 8 1 2 3
Рис. 235. Расходомер с на-
гревателем, компенсирующим
потерю тепла в окружаю-
щую среду
395
трубы с диаметром 14 мм и толщиной стенки 0,5 мм. Длина на-
гревателя 200 мм, длина измерительного участка между электро-
дами 300 мм. Через этот участок пропускался постоянный ток
силой 0,1; 0,5 и 1 А и измерялась разность напряжений на концах
участка, зависящая от его температуры. Последняя равнялась
450 К при отсутствии расхода и 350 К при расходе газа 8,5 см3/с.
Нагреватель потребляет 60 Вт.
Промежуточной разновидностью между термоконвективными
и термоанемометрическими (рассматриваемыми далее) можно счи-
тать расходомеры, преобразователь которых имеет стержневой
металлический теплопровод, вводимый в трубу в радиальном
направлении [1]. Стержень нагревается обмоткой, которая может
быть расположена на части стержня, находящейся вне или вну-
три трубы. С помощью термочувствительного элемента измеряется
температура стержня, которая будет функцией скорости или
расхода потока.
Предложен прибор, в котором в качестве преобразователя
скорости газа или жидкости служит термобаллон манометриче-
ского термометра с наружным проволочным нагревателем мощ-
ностью 2 Вт. Для измерения расхода в больших трубах разрабо-
таны особые схемы тепловых расходомеров. Нагрев распростра-
няется здесь лишь на ограниченную часть всего потока и этим
исключается необходимость большой затраты мощности. К ним
относятся приборы с местным нагревом небольшого участка трубы
или пограничного слоя потока, парциальные расходомеры с нагре-
вом потока лишь в обводной трубке и приборы с тепловым зондом.
К первой из этих разновидностей принадлежит прибор [13],
построенный для измерения расхода воды и угольной пульпы
в трубе диаметром 300 мм, при скоростях 1,0—-4,5 м/с. В двух
местах к наружной поверхности трубы приварены стойки, в каж-
дой из которых помещен полупроводниковый терморезистор.
Кроме того, в одной нз стоек находится нагреватель. Таким
образом, один терморезистор служит для измерения температуры
ненагретой стенки, а другой — стенки трубы в месте ее нагрева.
С изменением расхода будет изменяться температура нагретой
части трубы, а следовательно, и сопротивление соответствующего
терморезистора вследствие изменения коэффициента теплопере-
дачи от стенки к жидкости. Терморезисторы включены в плечи
моста. Чувствительность расходомера возрастает с увеличением
мощности нагрева. При мощности 20—30 Вт можно осуществлять
измерение при толщине стенок вплоть до 10—15 мм. Близок
к рассмотренному расходомер [29], преобразователь которого
(рис. 236) рассчитан на давление 1,6 МПа. С противоположных
сторон трубы 1 сделаны вырезы (на рисунке показан только один
вырез), внутри которых помещаются тонкостенные металлические
гильзы 9 с прокладками из фторопласта 10, устраняющими тепло-
обмен со стенки трубы и служащими для уплотнения. Внутри них
находятся малоинерционные полупроводниковые терморезисторы
396
СТЗ-17 плоской формы 8, сопри-
касающиеся с дном гильз 9.
Кроме того, в одной из гильз
помещен нагреватель 7 из ман-
ганинового провода, намотан-
ного на пластинчатый алюми-
ниевый каркас. Гильзы 9 на-
ходятся внутри бобышек 3, при-
варенных к трубе 1, и укре-
пляются с помощью ниппелей 4
и фторопластовых, теплоизоля-
ционных шайб 6. В бобышках 3
имеются пазы, в которых рас-
положены тонкостенные гиль-
зы 2. Измерительные и нагрева-
тельные цепи выводятся через
штеккерные разъемы 5. Для
улучшения контакта и фиксации
греватель заливаются в гильзах э
вым порошком. Терморезисторы
Рис. 236. Преобразователь теплового
расходомера с ограниченной зоной на-
грева
положения терморезисторы и на-
сюксидным компаундом с графито-
включены в плечи неравновес-
ного моста.
Следующий метод измерения больших расходов основан на
применении парциальных тепловых расходомеров, у которых
нагревается лишь незначительная часть основного потока, проте-
кающего в обводной трубке небольшого диаметра (см. гл. 26).
Для измерения расхода в трубах большого диаметра служит
метод, основанный на применении теплового зонда. Преобразова-
тель местной скорости здесь по внешней форме напоминает напор-
ную трубку Пито диаметром 18 мм [22]. После обтекаемой кону-
сообразной носовой части расположена медная трубка (d = 18 мм),
на внутренней поверхности которой помещен терморезистор, кон-
тролирующий температуру поступающего газа. Затем имеется
небольшая теплоизоляционная втулка, за которой находится
вторая медная трубка (d — 18 мм) с расположенными на внутрен-
ней поверхности последовательно электронагревателем и вторым
терморезистором, контролирующим температуру нагретой стенки,
зависящей от местной скорости потока. Провода от терморези-
сторов и нагревателя выводятся через держатель, перпендику-
лярный к измерительной части зонда, имеющей длину около
140 мм. Для измерения расхода измерительную часть зонда надо
установить в том месте, где имеется средняя скорость потока.
Элементы конструкции термоконвективных расходомеров. На-
греватель и термопреобразователи — основные элементы термо-
’конвективных расходомеров. Обычно на трубу, покрытую изоля-
цией (слюда, титановая эмаль и т. п.), наматывают провод тех
или других марок (ПЭВ, ПЭТВ, ПЭТК. и т. п.), а также манга-
ниновую или нихромовую проволоку. При диаметрах труб от 1
до 50 мм длина нагревателя от 10 до 100 мм, диаметр проволоки
397
0,1—0,2 мм сопротивление 10—150 Ом, мощность 0,1—100 Вт,
сила тока 1—500 мА, снижаемая до 0,1 мА при взрывобезопасном
исполнении. Известны случаи применения для нагрева полупро-
водниковых пленок, в частности слоя хлористого олова, нанесен-
ного на титановую эмаль [19]. При этом снижается тепловая
инерция.
Термопреобразователями служат термопары (точнее термо-
батареи) или термометры сопротивления. В микрорасходомерах,
где сложно разместить необходимое число спаев термопар, обычно
применяют термометры сопротивления (медные и никелевые).
В остальных отечественных расходомерах применяют преимуще-
ственно термобатйреи (медь-константановые и хромель-копелевые)
с числом спаев 8—30. Получаемая термо-ЭДС лежит в пределах
1—10 мВ. Спаи термобатареи располагают последовательно
в местах измерения температур 7\ и 7\, и таким образом полу-
чаемая термо-ЭДС соответствует разности температур AT1 = Т2 —
— 7\. Спаи должны быть изолированы от стенки трубы и в то же
время их температура должна быть как можно ближе к соот-
ветствующим температурам стенки. Для изоляции служат син-
тетические смолы и цемент Сами же спаи и термоэлектроды долж-
ны иметь минимальные размеры, а в эпоксидные компаунды,
которые закрепляют спаи на поверхности трубы, рекомендуется
добавлять теплопроводные примеси (например, измельченный
графит).
Третий элемент конструкции преобразователей термокондук-
тивных расходомеров — устройство, которое должно максимально
уменьшить теплообмен преобразователя с окружающей средой.
Это надо как для уменьшения потерь тепла, так и влияния внеш-
них тепловых возмущений. Для этого служат наружный кожух,
имеющий теплоизоляционное покрытие, и дополнительная вну-
тренняя труба. Между ними образуется воздушная изоляционная
прослойка. Кроме того, эффективно применение внутри кожуха
многослойных отражательных экранов из алюминиевой фольги
и стеклоленты. При необходимости можно применять дополни-
тельный компенсационный нагреватель (см. рис. 235), поддержи-
вающий заданную разность температур в поперечном сечении
теплоизоляции.
20.4. Термоанемометры
Общая характеристика. Термоанемометры основаны
на зависимости между потерей тепла непрерывно нагреваемого
тела и скоростью газа или жидкости, в которых это тело нахо-
дится. Основное назначение термоанемометров — измерение мест-
ной скорости и ее вектора. Они могут служить и для измерения
расхода, когда известно соотношение между местной и средней
скоростью потока, или когда последняя непосредственно изме-
ряется с помощью термоанемометра. Кроме того, существуют
398
конструкции термоанемометров, специально предназначенных для
измерения расхода.
Большинство термоанемометров относится к термокондуктив-
иому типу со стабильной силой тока нагрева или же с постоян-
ным сопротивлением нагреваемого тела. У первых измеряется
электрическое сопротивление тела, являющееся функцией ско-
рости потока, а у вторых — сила греющего тока, которая должна
возрастать с ростом скорости потока. Кроме того, в одной группе
термокондуктивных преобразователей ток нагрева одновременно
служит и для измерения, а в другой — нагревающий и измери-
тельные токи разделены. Через один резистор течет ток нагрева,
а через другой, получающий тепло от первого — ток, который
необходим для измерения.
К достоинствам термоанемометров относятся большой диапазон
измеряемых скоростей, начиная от весьма малых, и высокое бы-
стродействие, позволяющее измерять скорости, изменяющиеся
с частотой в несколько тысяч герц. Недостаток термоанемометров
с проволочными чувствительными элементами — хрупкость по-
следних и изменение градуировки по причине старения и пере-
кристаллизации материала проволоки вследствие динамических
нагрузок и высокой температуры нагрева.
Преобразователи термоанемометров. Первичные преобразова-
тели термоанемометров разделяются на: проволочные, пленочные
и терморезисторные.
Чувствительный элемент проволочного преобразователя — тон-
кая и обычно короткая проволочка из платины, вольфрама,
никеля. Концы проволочки (термонити) приваривают к концам
двух манганиновых стерженьков, укрепленных на жестком осно-
вании. Наибольшую температуру нагрева ТП проволочки (до
1000 °C) допускает платина. Торированный вольфрам может
работать до Тп = 600 °C. Но, во избежание быстрого старения
материала, обычно проволочку нагревают только до 400—500 °C.
При измерении же вещества, имеющего высокую температуру Тс,
термонить укрепляют на основании, охлаждаемом проточной
водой [44]. Для предохранения термонити от поломки при боль-
шой скорости газового потока предложено [16] защищать ее
стеклянной оболочкой. Тепловая мощность W, теряемая прово-
лочкой диаметром d и длиною I при обтекании ее перпендикуляр-
ным потоком воздуха, имеющего скорость и, определяется [012]
уравнением
U7 = (Tn-Te)/(a + &on); (222)
«согласно [40] а = X; b = (2npcd)0’5; п = 0,5.
Здесь X, р, с—коэффициент теплопроводности, плотность и
теплоемкость газа соответственно. Согласно [40] это уравнение
справедливо при pcdv/'k > 0,08. Если в это неравенство подста-
вить значения р = 1,3 кг/м3, с = 716 Дж (кг-К), X == 2,18 X
X 10~3 Вт/м, соответствующие воздуху при нормальных условиях,
399
то получим vdz> 1,87-Ю"’ м2/с. С уменьшением диаметра про-
волочки d ограничивается возможность измерения малых скоро-
стей. Так, при d = 0,01-т-0,02 мм скорость omln 0,24-0,1 м/с.
Обычно диаметр термонити d — 0,0054-0,3 мм, а ее длина I =
= 0,54-10 мм. С увеличением d возрастают прочность и стабиль-
ность термонити, а также увеличивается возможность измерения
малых скоростей, но зато возрастает инерционность термоанемо-
метра и уменьшается ее омическое сопротивление, что вызывает
необходимость увеличения длины и силы греющего тока i. По-
этому при измерении местных скоростей стремятся, чтобы d
0,1 мм. Как правило, проволочные термоанемометры мало-
инерционны. Так, даже при очень малой скорости, изменяющейся
с частотой 5 кГц [35], они могут измерять ее. При скорости газа
100 м/с этот предел повышается до 50 кГц.
Пленочный преобразователь термоанемометра состоит из круг-
лого стеклянного полого стержня диаметром в несколько милли-
метров с клинообразным или конусообразным концом, на которое
распылена пленка платины толщиной 50—100 А в виде [26]
небольшой полоски (1 X 0,2 мм). Концы полоски соединены
с проводами, проходящими внутри стеклянного стержня. Иногда
наносится еще вторая пленка большего размера для температурной
компенсации [21 ]. Пленочные преобразователи значительно проч-
нее проволочных и могут служить для измерения скоростей газа
от 1,5 м/с вплоть до 400—500 м/с при температурах до 500 °C
и скоростей жидкости до 18 м/с при температуре до 60 °C. Их
инерционность немного больше, чем у проволочных и возрастает
с уменьшением скорости. Верхний частотный предел уменьшается
от 100 кГц при скорости воздуха 300 м/с до 1 кГц при скорости
1 м/с.
Чувствительным элементом терморезисторного преобразова-
теля служит миниатюрный полупроводниковый терморезистор,
обычно в виде шарика или бусинки. Их достоинства — простота
конструкции, механическая прочность и высокая чувствитель-
ность. Недостаточная стабильность градуировки в значительной
степени уменьшена. Применение их в качестве термоанемометров
для измерения скоростей жидкостей и газов при очень высокой
температуре все более расширяется [8, 16 , 24 , 48]. Постоянная
времени у них несколько больше, чем у проволочных и пленочных
термоанемометров, и в зависимости от размера терморезистора
составляет 0,5—2,5 с.
Часто преобразователь термоанемометра состоит из двух
терморезисторов, один из которых измерительный, а другой —
компенсирующий изменение температуры потока.
Кроме того, встречаются термоанемометры, в которых цепь
нагрева отделена от цепи измерения. Терморезистор обычно рас-
полагается внутри проволочного нагревателя. Возможны разные
конструкции: например, нагреватель намотан на трубку, внутри
которой находится терморезистор [48], или же спираль нагре-
400
вателя о помощью стекла закрепляется на полупроводниковом
шарике и затем запаивается в стеклянный капилляр [8].
Преобразователи термоанемометрических расходомеров. Преоб-
разователь термоанемометрического расходомера отличается от
преобразователя обычного термоанемометра тем, что чувствитель-
ный элемент (термонить) находится не в какой-то одной точке
потока, а более или менее равномерно распределен по всему его
сечению. Так, в разработанном в институте теплофизики АН
УССР [33 ] расходомере РТГ для измерения расхода газа в преде-
лах 50—250 м’/ч в трубах диаметром 100 мм при малом избы-
точном давлении 15°—20° Па нагреваемая платиновая нить зиг-
загообразно перекрывает сечение трубопровода. Погрешность
прибора ±2,5 %.
В работе [231 описан преобразователь, состоящий из 25 по-
следовательно соединенных термопар из константановой и сталь-
ной проволок диаметром 0,3 мм, размещенных по окружности
цилиндрического кольца диаметром 55 мм. Стыки термопар
выведены во внутреннюю часть кольца. Нагревание горячих
спаев производится нихромовой проволочкой, укрепленной на
спаях бакелитовым лаком. Такой преобразователь реагирует на
средний расход по окружности данного диаметра.
Измерительные схемы термоанемометров. Подставляя в урав-
нение (222) значение W = RP, где R — сопротивление термо-
нити, a i — сила тока в.ней, получим уравнение измерения термо-
анемометра о проволочным преобразователем
/?i2 = (7n-7c)/(a + &^).
Полагая в нем I = const и дифференцируя, найдем, что dR/dv,
<г. е. чувствительность измерения уменьшается с ростом о. Точно
также, полагая R = const и дифференцируя, получим, что di/dv
тоже падает с ростом п. Таким образом, проволочные термо-
анемометры обладают наибольшей чувствительностью при изме-
рении небольших скоростей. Увеличение температуры нагрева Тп
повышает чувствительность прибора. Для повышения чувстви-
тельности при измерении больших скоростей применяют соот-
ветствующие измерительные схемы.
У термоанемометров с полупроводниковыми терморезисторами
зависимость чувствительности от скорости v иная. Для них урав-
нение теплообмена имеет вид
Ri = aF (Тп - Тс),
где а — коэффициент теплопередачи; F — поверхность термо-
резистора.
Зависимость сопротивления R терморезистора от темпера-
туры Тп определяется уравнением
R = Аев/Гп,
где А и В — постоянные.
401
Дифференцируя уравнение теплообмена в режиме Тв — const,
найдем, что di/dv пропорционально [F (Тп — Тс)/Аев/Та}°'5,
откуда следует, что чувствительность Пб силе тока i возрастает
с ростом Та. Чувствительность же по напряжению на термо-
резисторе du/dv — Rdi/dv тоже увеличивается с ростом Тц.
Как показано в работе [6], максимум du/du достигается при
Тп = В/2 — (Ва/4 — ВТС)0'5. С увеличением То оптимальная
разность Ти — Тс возрастает о 37° при То =• 283 К (10 °C) до 53°
при Тс = 333 К (60 °C).
В термокондуктивных анемометрах для измерения R или !
обычно применяют мостовые схемы. Термонить или терморезистор
образуют одно из плеч моста. В другое плечо, если предусмотрена
компенсация температуры потока, включается термонить или
терморезистор, воспринимающий температуру потока, но не реа-
гирующий на его скорость. Для этого чувствительный элемент
помещают в трубку или оболочку, защищающую его от охла-
ждающего действия скорости потока, или же пропускают через
него малую силу тока, не нагревающего его. В одной из схем [39]
малый ток силой 4 мА пропускается не только через компенса-
ционный, но также и через измерительный элемент. Рядом с по-
следним расположена обогревающая обмотка, через которую
течет ток силой 18 мА. Остальные плечи моста образуют постоян-
ные резисторы. Мост уравновешен при скорости потока, равной
нулю. При схеме i = const разность потенциала на вершине моста
будет мерой скорости потока. При схеме = const (R = const)
мост уравновешивается вручнуюили автоматически путем изменения
напряжения питания. Скорость измеряется по силе тока нагрева I
или по шкале, связанной с регулирующим реохордом. Предложено
много различных схем для линеаризации шкал термоанемометров.
Имеются особые разновидности термоанемометров либо для
решения отдельных задач, либо отличающиеся устройством пре-
образователя. Так, для измерения очень малых скоростей воз-
духа (0,01—0,1 м/с), для которых уравнение (222) неприменимо,
потому что усиливается влияние теплоотдачи, обусловленной
свободной конвекцией и разными случайными причинами, раз-
работан [36] анемометр, преобразователь которого непрерывно
вибрирует с угловой частотой со и амплитудой vB. Напряжение
выходного сигнала Е будет изменяться здесь по закону Е =
= а -[- b (v 4- ов sin со/), где v — измеряемая скорость потока.
При измерении расхода воды во избежание выделения нз нее
растворенного газа, а также образования пара вместо нагрева
полупроводникового терморезистора можно производить ца основе
эффекта Пельте его охлаждение,
20.5. Тепловые расходомеры с излучателями
Существенный недостаток рассмотренных калори-
метрических и термоконвективных расходомеров—их большая
инерционность. В связи с этим были предложены и разработаны
402
[2§ ] тепловые расходомеры, у которых нагрев потока произво-
дится с помощью энергии электромагнитного поля высокой ча-
стоты ВЧ (порядка 100 МГц), сверхвысокой частоты СВЧ (порядка
10 кГц) и инфракрасного диапазона ИК..
В первом случае для нагрева протекающей жидкости снаружи
трубопровода устанавливают два электрода, к которым подается
напряжение Е высокой частоты f от источника, каким может
служить мощный ламповый генератор. Электроды вместе с
жидкостью между ними образуют конденсатор. Мощность W, выде-
ляемая в виде теплоты в объеме жидкости V, находящемся в элек-
трическом поле Е, пропорциональна его частоте и зависит от ди-
электрических свойств жидкости в соответствии с формулой
W = 0,555е7 tg S£2V, (223)
где е' — действительная составляющая комплексной диэлектри-
ческой проницаемости; tg 6 — тангенс угла диэлектрических по-
терь.
Хотя скорость прогрева жидкости в электрическом поле
весьма велика, тем не менее достигаемая конечная температура
зависит от скорости движения жидкости и уменьшается с увели-
чением последней. Это позволяет судить о расходе путем измере-
ния степени нагрева жидкости. При очень большой скорости
жидкость уже не успевает прогреваться в конденсаторе ограничен-
ных размеров. В случае измерения расхода растворов электро-
литов, электропроводность которых сильно зависит от темпера-
туры, измерение степени нагрева целесообразно осуществлять
путем измерения электропроводности жидкости. При этом нагре-
вательный элемент совмещается с чувствительным и достигается
наибольшее быстродействие расходомера. В приборах [11] при-
меняется метод сравнения электропроводности в трубке, где про-
текает жидкость, и в аналогичной замкнутой емкости с электро-
дами, где находится такая же жидкость при постоянной темпе-
ратуре. Измерительная схема состоит из высокочастотного гене-
ратора, подающего через разделительные конденсаторы напря-
жение на два колебательных контура Параллельно одному из
них подключен конденсатор с проточной жидкостью, а к дру-
гому — конденсатор с неподвижной жидкостью. При изменении
расхода последней изменяется падение напряжения на одном из
контуров, а следовательно, и разность напряжений между обоими
контурами, которая и измеряется. Эта схема пригодна для элек-
тролитов. Если жидкость обладает очень большой электропро-
водностью, то для измерения степени ее нагрева можно приме-
нять обычные термопреобразователи, например термопары [111.
Но в этом случае быстродействие прибора уменьшится.
Объем протекающей жидкости V, находящейся в высоко-
частотном поле, а, следовательно, и размеры емкостной ячейки
можно найти из уравнения (223) для заданного максимального
403
Рис. 237. Преобразователь теплового расходомера с СВЧ-излучателем
расхода QM и требуемой степени нагрева ДТ, учитывая, что W =
= с &TQK (с — теплоемкость жидкости).
Высокочастотный нагрев можно применить и для диэлектри-
ческих жидкостей, основываясь на зависимости диэлектрической
проницаемости жидкости от температуры.
В случае применения для нагрева потока поля сверхвысокой
частоты последнее от своего источника может с помощью трубча-
того волновода подаваться к трубке, по которой движется изме-
ряемое вещество. На рис. 237 показан преобразователь подобного
расходомера, разработанный в ЛТИ 1281. Поле, генерируемое
магнетроном 3 непрерывного действия типа М-857 мощностью
15 Вт, подается по волноводу 2, начальная часть которого снаб-
жена для охлаждения ребрами 12. Измеряемая жидкость дви-
жется по трубке 1 из фторопласта с внутренним диаметром 6 мм
и толщиной стенки 1 мм. С помощью ниппелей 4 трубка 1 соеди-
нена с входными патрубками 5. Часть трубки 1 проходит внутри
волновода 2. В случае полярных жидкостей трубка 1 пересекает
волновод 2 под углом 10—15°. При этом будет минимальным отра-
жение энергии поля стеикой трубки и потоком жидкости. В случае
слабополярной жидкости для увеличения ее количества, находя-
щегося в электромагнитном поле, трубку 1 размещают в волно-
воде параллельно его оси. Объем V жидкости, находящейся
в поле, можно найти из уравнения (223). Для контроля степени
нагрева жидкости служат емкостные преобразователи 6, располо-
женные снаружи трубки и включенные в колебательные контуры
двух генераторов высокой частоты 7 и 8. Сигналы этих генераторов
поступают в блок смешения 9, с которого снимается разностная
частота биений входных сигналов, зависящая от расхода жидко-
сти. Преобразователь расхода смонтирован на плате 10 и поме-
щен в экранирующий защитный кожух 11. Частота генератора
СВЧ-поля выбирается при максимальном значении, а частота
измерительных генераторов 7 и 8 — при минимальном значении
тангенса угла диэлектрических потерь tg б. Для воды первая
частота оказалась равной 10 кГц, а вторая 10 МГц.
На рис. 238 показан разработанный также в ЛТИ преобразо-
ватель теплового расходомера о инфракрасным источником излу-
404
Рис. 238. Преобразова-
тель теплового расходо-
мера с ИК-излучателем
чения [30], в качестве которого применены малогабаритные
кварцево-иодные лампы типа КГМ. Они могут создавать большие
удельные потоки излучения, достигающие 40 Вт/см2. К Двум
патрубкам 1 с помощью уплотнений 3 присоединена трубка 2
из кварцевого стекла, прозрачная для инфракрасного излуче-
ния. Вокруг нее плотно расположены лампы нагрева 4 с экра-
нами 5, охлаждаемыми водой. Экраны покрыты слоем серебра,
хорошо отражающим лучи. Это концентрирует энергию излуче-
ния и уменьшает ее потери в окружающую среду. Разность тем-
ператур измеряется дифференциальной термобатареей 6, спаи
которой размещены на наружной поверхности патрубков 1 или
же с помощью емкостных преобразователей, располагаемых на
наружной поверхности кварцевой трубки 2. Вся конструкция
помещена в теплоизолирующий кожух 7. Внутренний диаметр d
кварцевой трубки должен удовлетворять неравенству d 2т/х,
где т — оптическая толщина слоя среды (наибольшая эффектив-
ность лучистого теплообмена будет при т = 1,5±2); х — средний
коэффициент поглощения измеряемой среды.
Измерение средней температуры потока с помощью термопар
или терморезисторов достигается при их расположении на рас-
стоянии I от нагревателей, которое определяется из неравенства
I 0,025Pemaxd, где Ретах — число Пекле при максимальном
расходе. Инерционность кварцево-иодных излучателей не более
0,6 с.
Рассмотренные тепловые расходомеры с СВЧ- и ИК-излуча-
телями исследовались на воде и водно-кислых смесях ацетонитрила
при расходах до 20 кг/ч. Погрешность измерения не превышала
±2,5 %, постоянная времени в пределах 10—20 с, уменьшаясь
с ростом расхода. Больше оснований для применения СВЧ- и
ИК.-излучателей в тепловых меточных расходомерах, погрешность
которых лежит в пределах ±1,5 %. Но СВЧ- и ИК-излучатели
пригодны лишь для небольших диаметров труб (не более 10 мм)
и преимущественно для жидкостей. Они непригодны для одно-
атомных газов.
405
20.6. Тепловые расходомеры с жидкостным
или газовым теплоносителем
Для измерения расхода пульп, высокотемператур-
ных сред и различных веществ в потенциально опасных техно-
логических процессах были предложены и нашли применение
тепловые расходомеры с жидкостным теплоносителем, обычно
водой. При этом в большинстве случаев вода охлаждает, а не
нагревает измеряемое вещество.
Схема такого расходомера [14] приведена на рис. 239. Вода,
расход которой QMb поддерживается постоянным (например,
с помощью напорного бака с переливом), проходит через тепло-
обменник 4, охлаждая измеряемое вещество, протекающее через
трубу 5. Теплоизоляционный кожух 6 защищает от внешнего
теплообмена измерительный участок трубы 5 и теплообменник.
На входе и выходе из последнего установлены термопреобразова-
тели 3 и 2, контролирующие разность температур воды ДТВ,
а в начале и в конце измерительного участка — термопреобразова-
тели 1 и 7, контролирующие разность температур ДТ измеряе-
мого вещества. Из уравнения баланса тепла Q„c ДТ = Qmbcb ДТв
находим массовый расход измеряемого вещества
Qm = Qmb(Cb/c)(ATb/AT), (224)
где с и св — теплоемкости вещества и воды соответственно.
ЭДС дифференциальной термопары, контролирующей ДТ0,
сравнивается с помощью автоматического компенсатора 8 с напря-
жением на части г реохорда Rv, включенного в цепь дифферен-
циальной термопары, контролирующей ДТ. Реверсивный двига-
тель 10 перемещает движок реохорда /?р, пока сигнал на входе
в усилитель 9 не станет равным нулю. Тогда получим r/Rv =
== ДТВ/ДТ, следовательно, QM — kr/Rv, где k — QMb (св/с).
Большую чувствительность можно получить [15], если при-
менять в качестве термопреобразователей полупроводниковые
терморезисторы, включенные в две мостовые схемы, разность
напряжений на выходе которых с помощью автоматического
шл/Л Кг/Мл Рис. 239. Схема теплового
♦ 41 расходомера с вспомогатель-
иым теплоносителем
406
Таблица 28. Характеристика тепловых расходомеров РКВТ
с жидкостным теплоносителем
Измеряемое вещество ^м шах, кг/ч р1г МПа 1, °C (вода 5 — 250°), кг/ч d, мм L, мм L, т м 6, %
Нефелннизвестковая 2000 0,5; 3,0 50—250 500 24 0,6 0,35 1,5
пульпа То же 125-103 0,5; 3,0 130—150 5000 150 4,0 2,5 1,5
Алюминатные рас- 2500 0,5 80—120 500 24 0,6 0,35 1,5
творы Шлам 100-103 0,2 80—100 1000 150 2,5 1,6 2,0
Мазут 2000 2,5 90—100 400 25 0,6 0,4 2,0
Натрий 300 — 150 200 15 0,3 0,05 2,0
Гидрогенизат 300 30 450 50 11 0,9 0,3 2,5
Бензол 60 8 50—250 30 14 0,25 0,07 2,5
Сера 1500 0,5 135 250 40 1,0 0,5 2,5
компенсатора делается равной нулю. Необходимо, чтобы АТ
и АТВ соответствовали среднемассовым разностям температур
потоков. Для этого необходимы хорошая термоизоляция всего
преобразователя и достаточная длина I участка между теплообмен-
ником и термопреобразователем 7, контролирующим выходную
температуру измеряемого вещества, с тем чтобы в зоне его уста-
новки была достигнута равномерность температурного поля.
Особенно трудно это обеспечить при малых скоростях в ламинар-
ной и переходной областях. Эффективно применение завихрите-
лей потока, а также барботажное перемешивание с помощью
воздуха.
По характеру работы рассматриваемые тепловые расходомеры
относятся к калориметрической группе. В табл. 28 приведена
характеристика разработанных в ЛТИ тепловых расходомеров
типа РКВ с жидкостным теплоносителем [4]. В таблице обозна-
чено: L и LT — длины преобразователя и теплообменника. По-
стоянные времени расходомеров, приведенных в таблице, от 10
до 60 с в зависимости от типа термоприемников. Как следует из
таблицы, приборы с жидкостным теплоносителем применяют для
измерения расхода самых различных сред, различающихся высо-
кой вязкостью, значительной температурой, осадкообразующих
и двухфазных, в условиях, где ранее рассмотренные тепловые
расходомеры едва ли применимы. К достоинствам их следует от-
нести помимо надежности работы и возможности взрывобезопас-
ного исполнения также независимость показаний от зарастания
стенок трубы и ухудшения теплопередачи в теплообменнике при
условии, что отношение ATB/AT не будет изменяться. Кроме
того, для рассматриваемых расходомеров пригодна расчетная
градуировка.
407
Вспомогательный теплоноситель в тепловых расходомерах
применяется не только в качестве основного источника нагрева
или охлаждения измеряемого вещества. Так, не всегда можно
обеспечить экспериментальную градуировку теплового расходо-
мера с электрическим нагревом. В этом случае вспомогательный
теплоноситель, нагреваемый за счет потери тепла преобразова-
телем расходомера, может обеспечить расчетную градуировку.
Г л а в а 21. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
21.1. Принцип действия
и общая характеристика
В основе электромагнитных расходомеров лежит
взаимодействие движущейся электропроводной жидкости с ма-
гнитным полем, подчиняющееся закону электромагнитной ин-
дукции.
Основное применение получили такие электромагнитные рас-
ходомеры, у которых измеряется ЭДС, индуктируемая в жидкости,
при пересечении ею магнитного поля. Для этого (рис. 240) в уча-
сток 2 трубопровода, изготовленный из немагнитного материала,
покрытого внутри неэлектропроводной изоляцией и помещенного
между полюсами 1 и 4 магнита или электромагнита, вводятся два
электрода 3 и 5 в направлении, перпендикулярном как к напра-
влению движения жидкости, так и к направлению силовых линий
магнитного поля. Разность потенциалов Е на электродах 3 и 5
определяется уравнением
Е = BDv = 4BQJnD,
(225)
где В — магнитная индукция; D — расстояние между концами
электродов, равное внутреннему диаметру трубопровода; и и
Qo — средняя скорость и объемный расход жидкости-
Таким образом, измеряемая разность потенциалов Е прямо
пропорциональна объемному расходу Qo. Для учета краевых
J
2
эффектов, вызываемых неоднородностью
магнитного поля и шунтирующим дей-
ствием трубы, уравнение умножается на
поправочные коэффициенты и ka, обыч-
но весьма близкие к единице.
При измерении расхода расплавлен-
ных металлов применяется постоянное
магнитное поле. При измерении же рас-
хода обычных жидкостей с ионной про-
водимостью во избежании поляризации
схИема240'^рео”о“я электродов применяют переменное маг-
расхода у электромагнит- нитное поле, создаваемое электромагни-
расхода у электромагнит-
ного расходомера
тами. В случае питания их током про-
408
мышленной частоты f поле имеет синусоидальную форму и его
индукция В = Bmax sin 2nft. В этом случае ЭДС, пропорцио-
нальная расходу, изменяется по уравнению
Е = 4BmaxQ0 sin 2nftlnD. (226)
Но в последние годы все шире применяется переменное поле
низкой частоты и особой формы.
Достоинства электромагнитных расходомеров: независимость
показаний от вязкости и плотности измеряемого вещества, воз-
можность применения в трубах любого диаметра, отсутствие по-
тери давления, линейность шкалы, необходимость в меньших
длинах прямых участков труб, чем у других расходомеров, высо-
кое быстродействие, возможность измерения агрессивных, абра-
зивных и вязких жидкостей. Но электромагнитные расходомеры
неприменимы для измерения расхода газа и пара, а также жидко-
стей диэлектриков, таких, как спирты и нефтепродукты. Они
пригодны для измерения расхода жидкости, у которых удельная
электрическая проводимость не менее 10-3 См/м. Можно измерить
водопроводную воду, щелочи, кислоты и другие жидкости, при-
меняемые в химической промышленности, соки, сиропы и разно-
образные жидкости в пищевой промышленности, различные
водные растворы в алюминиевой и других отраслях промыш-
ленности, сточные жидкости и т. п. С помощью особых электриче-
ских измерительных схем предел применения рассматриваемых
расходомеров повышен до 10"6 См/м.
Помимо измерения расхода различных жидкостей и пульп
с ионной проводимостью, а также расхода расплавленных метал-
лов электромагнитный метод применяется для измерения расхода
крови в медицинской и физиологической практике, а также для
измерения скорости морских течений и воды в открытых руслах.
21.2. Влияние эпюры скоростей
При осесимметричном потоке показания электро-
магнитного расходомера при одном и том же расходе будут оди-
наковы как при турбулентном, так и при ламинарном движении.
Это — большое преимущество данных расходомеров по сравне-
нию со многими другими. Оно — результат действия циркуля-
ционных токов (рис. 241) между центральной зоной больших
скоростей и периферией, которые снижают ЭДС на электродах
настолько, насколько она могла бы возрасти от увеличения ско-
ростей в центральной зоне [65]. На рис. 242 кроме циркуляцион-
ных токов изображены линии равных потенциалов — сплошные
для ламинарного и штриховые для турбулентного движения.
При нарушении осевой симметрии потока появляется влияние
деформации поля скоростей на показания электромагнитных
расходомеров, хотя и в меньшей мере, чем у расходомеров с сужа-
409
потенциалов на электродах. На рис.
функции W по уравнению
w__________D« + 4D* (х2 —у2)
w ~ + 8D2 (х2 — У2)+ 16 (ха— у2)
Рис. 241. Эквипотенциал ьиые
линии и линии циркуляционных
токов
ющими устройствами. Это
влияние обусловлено тем,
что вклад отдельной точки
жидкости в создание раз-
ности потенциалов на
электродах тем больше,
чем ближе расположена
эта точка к тому или дру-
гому электроду. Это видно
из рис. 242, а, б, на кото-
ром изображены изолинии
весовой функции TF, объе-
диняющие точки равного
веса или вклада в разность
242, а построены изолинии
D* + 4D2r2 cos 0
“ D* + 8П’г2 cos 0 + 16г4 ’
которое дает зависимость W от декартовых (х, у) или полярных
(г, 0) координат любой точки поперечного сечения трубы. Это
уравнение получено только при решении двумерной задачи для
Плоскости электродов 132]. На рис. 242, б даны экспериментально
полученные линии W.
Проведенные опыты [11, 14, 60] по определению влияния
местных сопротивлений показали, что даже при очень сильных
возмущениях потока, создаваемых дроссельным клапаном, при-
крытым на 75 % [12], или перегородкой с небольшим отверстием
у края [6, 9], достаточно прямого участка трубы длиною /
Рис. 242. Изолинии весовой функции: а — теоретические [32]; б — экспери-
ментальные
410
(20-4-22) D для устранения влияния деформации потока на
показания. При возмущениях же, вызываемых коленом, необ-
ходимая длина I не превосходит (54-10) D, причем расстояние I
следует считать не от присоединительного фланца преобразова-
теля расходомера, а от плоскости, в которой расположены элек-
троды. И лишь когда с помощью перегородки с отверстием у края,
устанавливаемой на расстоянии (24-3) D от электродов, весь
поток направлялся к одному из электродов, показания возрастали
в два раза, а при повороте перегородки на 90° уменьшался тоже
в два раза по сравнению с недеформированным потоком [61 ].
Для возможности уменьшения указанных значений длин прямых
участков I предложено индукцию В магнитного поля в плоскости
электродов располагать по закону BW — const (см. далее).
Если канал преобразователя расхода делать не круглым,
а прямоугольным, и иметь электроды в виде прямоугольных
пластин, равных по ширине боковым стенкам канала, парал-
лельных магнитному полю, то никакая деформация потока не
будет отражаться на показаниях расходомера [17, 53, 66] вслед-
ствие усредняющего действия пластинчатых электродов. Кроме
того, изменением соотношения сторон прямоугольного канала
при одной и той же площади проходного сечения и одной и той же
магнитодвижущей силе электромагнита можно увеличить индук-
цию поля за счет уменьшения междужелезного зазора магнитной
системы. Расходомеры с прямоугольным каналом целесообразны
для контрольных и образцовых приборов [17], от которых тре-
буется повышенная точность измерения. При небольших диаме-
трах труб (менее 10—20 мм) их иногда применяют в лабораторной
практике [1 ] и в отопительных системах [511.
21.3. Влияние изменения площади проходного
сечеиия трубы и концевых эффектов
В процессе эксплуатации возможно уменьшение про-
ходного сечения трубопровода осадками, выпадающими из жидко-
сти. При этом иногда происходит смолообразование и карамелизация
стенок трубы. Если осадки расположены равномерно по всей
стенке трубы в виде концентрического слоя и проводимость
последнего будет равна проводимости жидкости, то показания
прибора изменяться не будут вследствие независимости показаний
электромагнитного расходомера от числа Рейнольдса и характера
эпюры скоростей при осесимметричном потоке. Но обычно осадок
уплотняется и тогда его проводимость уо будет меньше проводи-
мости жидкости у. Это вызовет увеличение напряжения на элек-
тродах вследствие уменьшения шунтирующего действия слоя
осадков. Значение поправочного коэффициента при концентри-
чески расположенном слое осадков определяется [20 ] уравнением
k = 2rl [(г? - ri) -J- (То/у) (г* - г*)]"1 - 1,
411
Рис. 243. Влияние конечной длины магнитного поля
где гт и го — внутренние радиусы трубопровода и концентриче-
ского слоя осадков.
Подбором входного сопротивления измерительной цепи можно
в значительной мере ослабить влияние осадков на показания при-
бора. Целесообразно также преобразователь расхода устанавли-
вать на вертикальном участке трубопровода. Это будет препят-
ствовать неравномерному выпадению осадка.
Концевые эффекты — результат ограниченности размеров ма-
гнитного поля и изолирующей футеровки в преобразователе рас-
хода [24, 62]. Как показано схематически на рис. 243, а, под
влиянием градиента магнитного поля на концах последнего воз-
никают циркуляционные токи, лежащие в плоскостях, перпен-
дикулярных к магнитному полю. Они ослабляют поле в сечении /
и усиливают его в сечении II. Одновременно они ослабляют из-
меряемую ЭДС тем больше, чем меньше длина ZM магнитного поля.
Зависимость коэффициента ослабления йм от отношения l^JD,
полученная теоретическим путем [19, 621, показана на рис. 243, б.
Коэффициент практически равен единице при lM/D > 3.
Как показано на рис. 244, а, трубопровод за пределами изо-
лирующей футеровки создает путь для концевых токов, шунти-
рующих область между электродами. Вызываемое ими уменьше-
ние измеряемой ЭДС оценивается коэффициентом ослабления ka,
зависимость которого от относительной длины la/D футеровки
показана на рис. 244, б (кривая 1 — теоретическая [19], кри-
вая 2 — экспериментальная). При длине IJD> 4 коэффициент ka
практически равен единице. Концевые эффекты могут быть учтены
при градуировке.
Рис. 244. Влияние конечной длины футеровки
412
21.4. Постоянное магнитное поле
Постоянное магнитное поле имеет много достоинств:
относительную простоту устройства магнитной системы, возмож-
ность измерения расходов, изменяющихся с высокой частотой,
отсутствие многочисленных помех, возникающих при применении
переменного магнитного поля, принципиальную возможность
измерения расхода веществ с низкой электрической проводи-
мостью. Но такому полю свойствен существенный недостаток —
поляризация электродов. При протекании электрического тока
через электролит нарушается электродинамическое равновесие
на границе электрод—жидкость из-за ограниченной скорости
электрохимических реакций. Чем больше сила тока, тем большее
число ионов не успевает разрядиться при проходе через поверх-
ностный слой. В результате происходит концентрация отрица-
тельных ионов у положительного электрода, а положительных
у отрицательного, которые образуют ЭДС поляризации Еи,
направленную навстречу измеряемой ЭДС. Явление поляризации
осложняется неустойчивым состоянием поверхностных слоев
у электродов. Непосредственно прилегающая к электроду очень
тонкая часть поверхностного слоя неподвижна, другая большая
его часть — диффузионная — увлекается жидкостью при ее дви-
жении. На границе между неподвижным и диффузионным слоями
возникает разность потенциалов ф, пропорциональная скорости v
и вязкости р жидкости: ф = 4прц/е£э, где е — диэлектрическая
постоянная жидкости; Еа — напряженность электрического поля
так называемого двойного слоя. Изменение ф сказывается на пол-
ном, так называемом электродном, потенциале металла, погру-
женного в водяной раствор. Неполная идентичность электродов,
неоднородность жидкости и неодинаковость местных скоростей
приводит к тому, что потенциалы, возникающие у двух электро-
дов, не могут скомпенсировать друг друга и образуется гальвани-
ческая ЭДС Ег, нарушающая нормальную работу расходомера.
В связи с этим для измерения расхода обычных жидкостей
о ионной проводимостью применяют почти всегда переменное,
а не постоянное магнитное поле. Последнее вполне уместно для
измерения расхода расплавленных металлов, имеющих электрон-
ную, а не ионную проводимость. Кроме того, электромагнитные
расходомеры с постоянным магнитным полем иногда применяют
в лабораторной и исследовательской практике при кратковремен-
ных измерениях, когда явление поляризации не может достичь
заметной величины, и при измерении быстропеременных расходов,
измерение которых невозможно при переменном магнитном поле.
21.5 Переменное магнитное поле
Переменное магнитное поле благодаря сведению до
минимума поляризации электродов широко применяется в оте-
чественных и зарубежных электромагнитных расходомерах. Од-
нако здесь возникает ряд ограничений и помех.
413
1. Наряду с токами проводимости в преобразователе расхода
протекают и токи смещения. При удельной проводимости жидкости
больше, чем 10~z—10-в См/м, они ничтожно малы по сравнению
с токами проводимости и не влияют на показания. Но при даль-
нейшем уменьшении у токи смещения быстро растут и, замыкаясь
через стенки преобразователя и окружающее пространство, вызы-
вают падение напряжения между электродами, тем большее, чем
меньше относительная диэлектрическая проницаемость ег жидко-
сти. Согласно [34], коэффициент ослабления k0 измеряемой
ЭДС в результате шунтирующего действия токов смещения опре-
деляется уравнением
k0 = У (®e0/V)2 + [1 + ег (е, - 1) (соео/у)2]2/[ 1 + е| (соео/у)2], (227)
в котором со — круговая частота магнитного поля; е0 — элек-
трическая постоянная. При со = 0 имеем k0 = 1. С увеличением
безразмерного отношения соео/у коэффициент k0, уменьшаясь,
стремится к значению ег (ег — 1).
Рассмотренное явление ограничивает возможности примене-
ния переменного поля для жидкостей с малой электрической про-
водимостью (менее 10-6—10-в См/м).
2. Емкостное сопротивление между проводами, связывающими
преобразователь расхода с измерительным прибором, ограничи-
вает длину I проводов тем больше, чем меньше удельная прово-
димость жидкости. Для точного измерения ЭДС преобразователя
надо, чтобы сопротивление нагрузки zH было во много (100—
500) раз больше сопротивления z преобразователя. Сопротивле-
ние же zH, как видно из уравнения zH = [ri/(l + сй2СцГ1) I0,5,
зависит от сопротивления ги измерительного прибора и емкости Сп
соединительных проводов. С увеличением длины I проводов воз-
растает их емкость Са и снижается zH. Так как z возрастает с умень-
шением у и увеличением диаметра D, одновременно снижается до-
пустимое значение I. Так, у расходомеров типа ИР при у ^-5 х
X 10~2 См/м / = 100 м, а при у = 10~3 См/м I сокращается до
10 м. У расходомеров «Фоксборо» [29] при увеличении I от 15
до 150 м минимально допустимая проводимость у возрастает от
7,5.10-3 до 7-10-2 См/м при D = 50 мм и от 0,5-10~3 до 5-10-3
при D = 300 мм. Вредное влияние емкости проводов уменьшится,
если усилитель или первую его ступень (катодный повторитель)
отделить от измерительного прибора и установить у преобразо-
вателя расхода. Другой способ состоит в применении проводов
с двойным экраном и подаче на внутренний экран напряжения,
равного по величине напряжению экранируемого провода. Такая
схема позволяет [56] измерять расходы малоэлектропроводных
жидкостей, имеющих у = 10-6 См/м.
3. При переменном магнитном поле наряду с полезным сиг-
налом Е = 4BmaxQ0. sin ‘Z.nftfnD возникает паразитная, так на-
зываемая трансформаторная ЭДС
Ет = — S (dBldt) — —2nfSBmax cos 2nft, (228)
414
индуктируемая в контуре площадью S, образованном электро-
дами, выводными проводами и измерительным прибором. Она
тем больше, чем больше частота f и площадь S контура, перпен-
дикулярная к магнитному полю. Величина Ет может быть зна-
чительно больше полезного сигнала. Имеется несколько методов
борьбы с вредным влиянием трансформаторной ЭДС. Один из
них основан на уменьшении площади S путем расположения пло-
скости витка, образованного проводниками, идущими от электро-
дов, параллельно силовым линиям магнитного поля. С помощью
регулировочных винтов или другим путем перемещают провод-
ники, добиваясь минимального сигнала помех. Для очень малых
преобразователей с D <25 мм в расходомерах, разработанных
НИИтеплоприбор, от одного из электродов отходят два провода,
симметрично охватывающих трубопровод с обеих сторон и замы-
кающихся на сопротивление, снабженное подвижным контактом,
который перемещают, добиваясь наименьшего сигнала помех.
Однако таким путем можно лишь уменьшить влияние трансфор-
маторной ЭДС. Для полной ее ликвидации в расходомерах НИИ-
теплоприбор на катодный повторитель, находящийся перед
усилителем, подается компенсирующий сигнал.
То обстоятельство, что полезный сигнал и трансформаторная
ЭДС сдвинуты по фазе на 90°, облегчает устранение влияния
последней схемным путем. Для этой цели может служить усили-
тель с фазовым детектором. Весьма эффективна также раздельная
компенсация синфазной и трансформаторной (квадратурной) со-
ставляющих выходного напряжения. Для этого служат два ре-
версивных двигателя, один из которых реагирует на синусо-
идальную, а другой на косинусоидйльНую составляющие сигнала.
Каждый двигатель поворачивает или движок своего рео-
стата 156], или, в расходомерах РЭФ, рамку ферродинамического
преобразователя 123], С которых снимаются компенсирующие
напряжения, подаваемые на вход в усилитель. Имеются также
и другие схемы подавления квадратурной помехи, в част-
ности примененные в расходомерах ИР-51 и ИР-61 (см. далее
рис. 253).
4. Переменное магнитное поле вызывает появление вихревых
токов Фуко как в магнитопроводе, так и в стенках трубопровода
и в измеряемой жидкости. При небольшой толщине стенки и
жидкости с ионной проводимостью вихревыми токами можно
во многих случаях пренебречь. Вихревые токи возрастают с уве-
личением толщины стенки и могут оказать влияние на показания
расходомеров в результате создания этими токами своего магнит-
ного поля, ослабляющего основное магнитное поле, и вследствие
увеличения фазового сдвига между полезным сигналом и током.
Это затрудняет создание преобразователей расхода при больших
давлениях измеряемого вещества. Кроме того, из-за неоднород-
ности магнитного поля и жидкости возможно неравенство вихре-
вых токов по обе стороны от сечения трубы, в котором находятся
415
электроды, и появление на последних дополнительной паразит-
ной ЭДС.
5. На измеряемую ЭДС может влиять электрическая емкость
между цепью электромагнита и цепью проводов от преобразова-
теля расхода до измерительного прибора. Заземление магнито-
провода, электростатическое экранирование электродов и сни-
жение напряжения питания электромагнита способствуют умень-
шению этого влияния.
6. Блуждающие токи и внешние электромагнитные поля —
возможные источники помех. Для борьбы с токами надо иметь
в одной точке заземление корпуса преобразователя и других
элементов схемы, подлежащих заземлению, а для устранения
наводок от внешних полей следует хорошо экранировать все
части расходомера и применять коаксиальные кабели для соеди-
нительных проводов.
7. Изменение напряжения и частоты питания обмотки элек-
тромагнита, а также температуры последнего могут вызвать из-
менение индукции В магнитного поля, а следовательно, и изме-
ряемой ЭДС. Простейший путь борьбы с этим — сделать напря-
жение питания электромагнита также опорным напряжением
схемы сравнения. Еще лучше, когда не напряжение, а сила
тока электромагнита будет источником опорного напряжения.
При этом будет устранено и влияние температуры. Но наиболее
совершенный способ — непосредственно связать опорное напря-
жение с магнитным потоком преобразователя [19]. Тогда устра-
няются и влияния нелинейности кривой намагничивания и фазо-
вых сдвигов между током и магнитным потоком в электромагните.
Такая схема особенно необходима для измерения расхода железо-
рудных пульп.
8. Приближение железа магнитной системы преобразователя
к насыщению вызывает усиление помех и рассеяния магнитного
потока. Поэтому индукция В магнитного поля не должна быть
более 0,25—0,3 Т.
9. Явление поляризации электродов имеется и при перемен-
ном магнитном поле, но во много раз в меньшей степени, чем при
постоянном поле. Чем больше частота поля, тем больше основа-
ний, чтобы пренебречь им. Постоянное же значение гальваниче-
ской ЭДС можно отфильтровать конденсаторами или разделитель-
ными трансформаторами, установленными перед усилителем.
10. В электромагнитных расходомерах имеется паразитная
ЭДС £ш, обязанная своим происхождением так называемым теп-
ловым шумам £ш = (Ent + Дша)0,5, где Еш1 — ЭДС, возника-
ющая от тепловых шумов во внутреннем сопротивлении R жидко-
сти между электродами; Еш2 — ЭДС, возникающая от тепловых
шумов во входном сопротивлении RBX усилителя. Для определе-
ния ЕШ1 имеется формула
£Ш1 = (IkTR
416
где k — постоянная Больцмана, k = 1,37- 10~аз Дж/К; Т — абсо-
лютная температура жидкости, К; — активная составляющая
сопротивления, Ом; Д/ — усиливаемая полоса частот в измери-
тельной схеме, Гц. Таким образом, ЕШ1 возрастает с увеличе-
нием R и Д/. По аналогичной формуле определяется и £ша
При компенсационной схеме измерения /?вх = R и Еш =
= (2£ш1)°-5. При некомпенсационной схеме RBX R. Помехой
от тепловых шумов можно пренебречь при компенсационной
схеме вплоть до R <10® Ом, а при некомпенсационной схеме
при /? < 10® Ом.
Тепловые шумы, как и токи смещения, ограничивают приме-
нение электромагнитных расходомеров для жидкостей с большим
удельным сопротивлением.
21.6. Импульсное магнитное поле
низкой частоты
Многочисленные помехи и ограничения, связанные
с применением переменного поля, проявляются тем сильнее, чем
выше частота поля. Поэтому в большинстве случаев, когда не
требуется измерение быстропеременных расходов, целесообразно
существенно снижать обычную частоту (50 Гц) магнитного поля.
Имеются разработки и реализации расходомеров, работающих на
частотах 6,25 (50 : 8) Гц; 3,125 (50 : 16) и даже 1,5625 (50-4-32) Гц.
В результате полностью устраняется влияние внешних помех
промышленной частоты; существенно снижается влияние соб-
ственных индукционных и емкостных помех; практически устра-
няется влияние вихревых токов, что облегчает создание преобра-
зователей расхода на высокое давление; уменьшается дрейф
сигнала и влияние шумов и снижается потребление электро-
энергии; появляется возможность отказа от шихтованного магнито-
провода; упрощается изготовление за счет исключения экрани-
ровки электродов и измерительных цепей [6, 21].
Снижение частоты целесообразно сочетать с переходом на
импульсное питание электромагнитов от источника постоянного
тока. Одна из первых таких разработок не только в отечественной,
но и в мировой практике была описана более 20 лет назад [11.
Были разработаны расходомеры с переменным полем прямоуголь-
ной формы, частотой около 5 Гц на диаметры труб от 4 до 10 мм
и на давление 15 МПа, предназначенные для измерения очень
малых расходов вплоть до 2—3 г/с. В современных конструкциях
этих расходомеров полностью устранено влияние поляризации
электродов и гальванической ЭДС на показания [32, 37, 45,
47, 54, 55]. На рис. 245, а показана зависимость индукции ма-
гнитного поля у таких расходомеров, а на рис. 245, б — зависи-
мость напряжения на электродах от времени. Время одного цикла
Т = 320 мс (1/8 Гц). При отсутствии магнитного поля напря-
жение на электродах, определяемое гальваническим потенциа-
14 П. П. Кремлевский 417
лом, равно 1/р. При включенном поле и достижении полной
индукции Вщах к напряжению 1/р добавляется полезный сиг-
нал U. Время существования индукции Втах, как и полного ее
отсутствия, обозначено через k. Электроды подключаются к из-
мерительной схеме дважды на время и /Иа, равное 40 мс.
За время /Их измеряется сумма U + С/р, а за время Л42 только Up.
Запоминающая схема позволяет произвести вычитание послед-
него сигнала из первой суммы так, чтобы на выходе оставался
лишь полезный сигнал U [641. Расходомеры с таким импульсным
полем обеспечивают более высокую точность измерения, чем с пе-
ременным полем синусоидальной формы промышленной частоты.
Их относительная погрешность лежит в пределах ± (0,2-i-0,5) %.
Кроме того, значительно уменьшается затрачиваемая мощность.
В Каунасском политехническом институте предложено [9]
импульсное магнитное поле треугольной формы, при котором
измерительный сигнал преобразователя изменяется между двумя
заданными уровнями. Достоинство расходомеров с таким полем —
практически одинаковое значение относительной погрешности
во всем диапазоне измерения и уменьшение затрачиваемой мощ-
ности на возбуждение с ростом расхода.
21.7 Магнитные системы расходомеров
При измерении расхода жидких металлов, имеющих
электронную проводимость, магнитную систему расходомеров
образуют постоянные магниты, создающие постоянное магнитное
поле. При измерении расхода жидкостей с ионной проводимостью
для создания переменного магнитного поля применяют электро-
магниты, питаемые переменным током. Устройство последних
зависит от желаемой формы переменного магнитного поля. Се-
рийно изготовляются расходомеры с равномерным полем и полем,
индукция которого удовлетворяет уравнению BW = const, т. е.
распределена обратно пропорционально весовой функции W
(см. рис. 242).
Равномерное магнитное поле. Ранее, как правило, стремились
получить в электромагнитных расходомерах как можно более
равномерное магнитное поле. И теперь еще некоторые серийно
418
изготовляемые расходомеры, особенно небольших калибров, имеют
такое поле. Его достоинства: независимость ЭДС от режима
течения (турбулентного или ламинарного) при осесимметричном
потоке, отсутствие паразитной ЭДС от вихревых токов Фуко,
уменьшение влияния концевых эффектов. Недостаток равномер-
ного поля: большая протяженность I магнитной системы вдоль
трубопровода (1/D — 3-4-4), вследствие чего возрастают масса,
габаритные размеры, а также стоимость преобразователя расхода
и зависимость ЭДС от степени деформации потока при недостаточ-
ной длине прямого участка трубы.
На рис. 246, а—д показаны магнитные системы, предназна-
ченные для создания равномерного магнитного поля. Их форма
зависит от диаметра D трубопровода. Так, для £> <; 25 мм удобен
магнитопровод из шихтованной стали с плоскими полюсами,
между которыми помещается труба (рис. 246, а). Но с увеличе-
нием D такая система становится все более громоздкой и требует
значительного расхода трансформаторной стали. В этих случаях
целесообразно электромагнитную систему делать в виде несколь-
ких слоев ленты из магнитомягкого материала, охватывающего
трубу, а обмотку возбуждения размещать между лентой и трубой
(рис. 246, б—г). Недостаток простейшей разновидности такой
системы, показанной на рис. 246, б — большой воздушный зазор,
а следовательно, и излишний расход мощности. Для устранения
этого недостатка ленточному магнитопроводу придают форму
эллипса (рис. 246, в) или овала (рис. 246, г). При этом магнито-
провод приближается к трубе в плоскости, перпендикулярной
к плоскости расположения электродов, и воздушный зазор со-
кращается. Но здесь длина магнитных линий в воздушном за-
зоре и жидкости уменьшается от центра трубы к ее краю. Чтобы
сохранить равномерность магнитного поля, надо обмотку воз-
буждения располагать так, чтобы магнитодвижущая сила возра-
стала от краев трубы к центру. Это наряду с требованием полного
заполнения обмоткой пространства между трубой и магнитопро-
водом определяет геометрию последнего [4,013]. С увеличением
Рис. 246. Магнитные системы, создающие равномер-
ное магнитное поле: а — магнитопровод из Ш-об-
разного железа; б — магиитопровод ленточный
с плоскими поверхностями; в—д — магнитопровод
ленточный, плотно охватывающий обмотку возбуж-
дения
14*
419
диаметра трубы D происходит уменьшение разницы осей овала,
и магнитопровод приближается по форме к кругу. Поэтому для
труб, имеющих D 300 мм, целесообразно применять круглый
магнитопровод (рис. 246, 5).
Если исходить из одной и той же чувствительности расходо-
мера k, определяемой зависимостью k = E/v = BD = const, то
с увеличением D уменьшается индукция В, необходимая для
достижения одной и той же чувствительности. Это упрощает
изготовление магнитных систем для труб, имеющих большие
диаметры.
Магнитное поле, у которого BW = const. Данное магнитное
поле имеет два существенных достоинства. Одно из них — отсут-
ствие необходимости в магнитных системах большой длины.
Учитывая, что весовой вклад в создание ЭДС точек, удаленных
более чем на ±0,5Z) от плоскости электродов очень мал, можно
в 2—4 раза сократить длину магнитной системы по сравнению
с той, которая требуется для создания равномерного магнитного
поля. Это приводит к резкому уменьшению массы и габаритных
размеров преобразователя, а также расхода меди на обмотку
возбуждения. Другое достоинство — возможность более точного
измерения расхода деформированных потоков, а значит, возмож-
ность сокращения необходимых длин прямых участков до и
после преобразователя расхода (теоретически до нуля). Дей-
ствительно, при любом распределении как магнитного поля, так
и местных скоростей, ЭДС, индуктируемая в жидкости, опре-
деляется уравнением
Е = jBWvdV,
v
где В — компонента магнитной индукции в точке, где находится
элементарный объем dV, перпендикулярная к оси электродов
и оси трубы; W — вес или значение весовой функции для этой
точки, характеризующей ее вклад в создание ЭДС; г» —
компонента скорости в этой точке в осевом направлении.
Если индукция магнитного поля удовлетворяет условию
BW = const = k, то из предыдущего уравнения следует Е =
= k | vdV — kQ0, откуда вытекает, что ЭДС Е прямо пропор-
V
циональна объемному расходу Qo независимо от распределения
скоростей по сечению трубы.
Получить магнитное поле, строго удовлетворяющее условию
BW = const с расположением изолиний весовой функции по
рис. 242, невозможно [251. Поэтому ограничиваются созданием
полей, в которых условие BW = const достигается лишь с неко-
торым приближением. Примеры электромагнитных систем [4],
с помощью которых создаются такие поля, показаны на
рис. 247, а—в. Для них характерно расположение обмоток в на-
правлении, перпендикулярном к оси, соединяющей электроды
420
Рис. 247. Магнитные системы, создающие поле, у которого BW = const:
а — для D = 100-5-200 мм, б — для D = 2504-300 мм, в — для D = 4004-1000 мм
Рис. 248. Преобразователь расхода с простой электромагнитной системой
(рис. 247, а, б). При таких обмотках индукция поля вблизи элек-
тродов минимальна, а затем она резко возрастает. Темп нара-
стания замедляется по мере приближения к центру трубы. При
'больших диаметрах труб (D = 400ч-1000 мм) обмотка делается
секционированной, расположенной внутри круглого ленточного
магнитопровода. Размер секций возрастает по мере удаления от
электродов (рис. 247, в).
Кроме перечисленных, имеются и другие конфигурации маг-
нитных систем, создающих поля с приближением к условию
BW = const. В качестве примера на рис. 248 показан преобразо-
ватель расходомера с очень простой электромагнитной системой,
состоящей из двух одинаковых бескаркасных катушек 2, устано-
вленных на трубе 8 на электроизоляционных прокладках. Ка-
тушки простой прямоугольной формы изготовляются намоткой
между двумя параллельными плоскостями. Магнитопровод 7,
также простой формы, собран из пластин электротехнической
стали. Длина магнитопровода вдоль оси трубы менее одного диа-
метра трубы. Магнитопровод 7 и катушки 2 крепятся к трубе 8
с помощью скоб и стержней. Магнитная система создает поле,
приближающееся к условию BW = const, так как наибольшая
индукция В образуется в вертикальной диаметральной плоскости,
421
наиболее удаленной от электродов 1, расположенных по горизон-
тальному диаметру. Материал электродов сталь 12Х18Н9Т,
а трубы — 12Х18Н10Т. Труба вместе с присоединительными
фланцами 10 покрыта изоляцией 9 из стеклопластика ТСПО.
Электромагнитная система закрыта алюминиевым кожухом 3,
на котором находится коробка 5 с клеммной колодкой. Коробка
имеет три штуцерных вывода 4 и снабжена заземляющей клем-
мой 6.
В случае применения не двух, а четырех электродов область
однородного значения весовой функции сильно возрастает и,
следовательно, упрощается создание поля BW — const. Подоб-
ные расходомеры изготовляются за рубежом [7].
Тенденции развития магнитных систем. Применение опера-
ционных усилителей высокой чувствительности и микропроцес-
сорной техники позволит существенно упростить устройство
электромагнитных систем [71. Можно будет в несколько раз
снизить значение выходного сигнала, а значит, применять более
слабые магнитные поля. В результате снизятся потребляемая
мощность, а также масса и габаритные размеры магнитных си-
стем. Их длина вдоль осн трубы снизится вплоть до (0,24-0,3) D.
Путем применения дополнительных электродов и обработки сиг-
налов с учетом их веса [26] можно будет упростить устройство
магнитной системы, отказавшись от поля BW = const. Кроме
того, применение поля низкой частоты (1—3 Гц) также будет
способствовать упрощению устройства электромагнитов.
Магнитные системы и необходимые длины прямых участков
труб. С первых лет промышленного применения электромагнит-
ных расходомеров была установлена сравнительно малая зави-
симость их показаний от близлежащих местных сопротивлений
и даже появились утверждения о возможности установки непо-
средственно рядом с ними преобразователей расхода. Такие
выводы отчасти объясняются тем, что в расходомерах с равномер-
ным магнитным полем относительные расстояния 1/D от входного
и выходного фланцев преобразователя расходомера до плоско-
сти электродов значительны, особенно при малых D. Так, у рас-
ходомеров типа ИР-1 расстояние 1/D = 3,06 при D = 100 мм
и 1/D = 13,5 при D = 10 мм. При испытании расходомера ИР-1
с D = 80 мм [15 ] не было замечено изменения показаний при
перемещении перед преобразователем расхода и даже внутри него
круглой заслонки, срезанной наполовину или имевшей семь
отверстий d = 12 мм. Но опыты с расходомером расплавленного
металла, преобразователь которого устанавливался на различных
расстояниях от дроссельного крана, показали зависимость по-
грешности измерения ЭДС от степени открытия крана, степени
близости его к преобразователю расхода и скорости жидкости [121.
Если кран установлен до преобразователя расхода, то при сте-
пени его открытия, равной 25 % и скорости 0,8 м/с, а также при
степени открытия, равной 100 % и скорости 1,1 м/с искажение
422
сигнала наступает при 1/D < 22. Если кран установлен после
преобразователя расхода, то при тех же условиях искажение
сигнала наступает при 1/D <11. В зарубежных опытах [36]
при установке преобразователя на расстоянии 2,5D после колена
погрешность составила 2,79%. При расстоянии 5D она сни-
зилась до 1,92 %. Если же вместо точечных применить электроды
с большой поверхностью, то даже при расстоянии 2,5D погреш-
ность будет лишь 0,79 %.
Расходомеры с магнитным полем, изменяющимся по закону
BW = const, должны быть менее чувствительны к деформации
эпюры скоростей. Но проведенные опыты [И, 59] дали проти-
воречивые результаты. В некоторых опытах не было замечено
особого преимущества этого поля перед равномерным в отноше-
нии возможности сокращения длины прямого участка трубы [59].
В работе [54] приводятся значения погрешностей, возника-
ющих при установке очень близко к источнику возмущения
преобразователя расхода (D = 150 мм) с импульсным магнитным
полем. Так, если преобразователь стоит рядом с коленом, то
в зависимости от расположения электродов к плоскости колена
погрешность изменялась от ±0,55 до —0,7 %. При установке
преобразователя сразу после диффузора погрешность равна
—0,5 %, а после конфузора только ±0,1 %. Если преобразова-
тель стоит после завихрителя потока на расстоянии 1,7D, то по-
грешность равна 0,8 %.
Дополнительные сведения по влиянию деформированных по-
токов на показания электромагнитных расходомеров, полученные
в Национальной физической лаборатории в Англии, содержатся
в работе [64].
’ Хотя все выполненные опыты не дают исчерпывающего ответа
относительно необходимой длины прямого участка, очевидно,
что в большинстве случаев достаточно иметь длину прямого
участка в пределах (5± 10) D и только при очень сильной дефор-
мации потока эту длину следует увеличить вплоть до (20±25) D.
21.8. Преобразователи электромагнитных
расходомеров
Основные элементы преобразователя электромагнит-
ного расходомера — это отрезок трубы из диамагнитного мате-
риала, имеющий внутреннее изоляционное покрытие; электро-
магнитная система, расположенная снаружи, и два электрода для
съема разности потенциалов, образующейся при пересечении
жидкостью магнитного поля.
В большинстве случаев применяют преобразователи, внутрен-
ний диаметр которых DB равен диаметру D трубопровода. Соеди-
нение — фланцевое, а при малых D — резьбовое. Но при малых
скоростях в трубах целесообразно иметь DB < D. Это повышает
ЭДС, а значит, и точность измерения расхода, снижает массу
423
и стоимость преобразователя и, кроме того, благодаря повышен-
ной скорости жидкости способствует очистке поверхности элек-
тродов [67]. При D3 < D преобразователь соединяется с трубо-
проводом с помощью конических переходов. Труба преобразова-
теля обычно изготовляется из коррозионно-стойкой стали. В осо-
бых случаях, при небольших давлениях и малых диаметрах,
трубу преобразователя делают из стекла или пластмассы. При
весьма больших диаметрах встречаются преобразователи с тру-
бами из бетона [41 ]. Очень хорошим материалом для изгото-
вления трубы, в том числе и большого диаметра, является много-
слойный стеклопластик. Он выдерживает большое давление и
обладает изоляционными свойствами.
В качестве изоляционного покрытия внутренней поверхности
стальной трубы и фланцев преобразователя применяют полиуре-
тан, резину, эмаль, фторопласт и другие материалы в зависимо-
сти от свойств измеряемой жидкости. Так, резина хорошо сопро-
тивляется абразивному износу, поэтому ее рекомендуют для
измерения расхода рудных пульп. Температурный предел ее
применения 70 °C. Но в щелочных средах резина разрушается.
Кислотостойкая эмаль пригодна для всех кислот, кроме плави-
ковой. Ее успешно применяют в частности при измерении расхода
суспензии латекса и поливинилхлорида в диметилформамиде
в процессе изготовления синтетических волокон [14]. Коэффи-
циенты расширения эмали и материала трубы (коррозионно-
стойкой стали) должны быть близки друг к другу. Предел при-
менения эмали 180 °C. Для щелочных сред эмаль не подходит.
Фторопласт помимо широко универсальной коррозионной стой-
кости хорошо сопротивляется также и изнашиванию. Так, фто-
ропласт-4 пригоден для всех агрессивных сред, кроме плавико-
вой кислоты, 98 %-ной азотной кислоты, царской водки, ацетона
и серного эфира, а фторопласт-40 — для всех жидкостей, кроме
содержащих трехфтористый хлор и элементарный фтор. Футе-
ровка фторопластом производится сваркой внутри преобразова-
теля набора втулок и узла электрода, а соединение с металлом
осуществляется с помощью ласточкина хвоста. Температурный
предел фторопласта около 150 °C. Но для высоких давлений фто-
ропласт плохо пригоден из-за текучести, возрастающей с повыше-
нием температуры. Если резину и полиуретановый каучук в пре-
образователях типа ИР применяют до давлений 2,5 МПа (для D
от 10 до 300 мм), эмаль тоже до давлений 2,5 МПа (для Dot 10 до
100 мм), то фторопласт лишь до давлений 1 МПа (для D от 10 до
100 мм). Но при более совершенной технологии. сборки узлов
электродов и фланцев при температуре 150 °C и повторной
затяжке после охлаждения [16] преобразователи оказались
работоспособными при давлении до 1,6 МПа при температуре
180 °C и давлении до 3,5 МПа при температуре 150 °C. В пре-
образователях расходомеров 4-РИ и 5-РИ для изоляционного
покрытия применялись полуэбонит и эпоксидный компаунд ЭД-5
424
21 20 19 18 17
Рис. 249. Электродный узел:
/, 9 — футеровка: 2 — стальная труба; 3 — изоляционная прокладка (стеклотексто-
лит); 4 — шайба; 5, 16 — гайки; 6, 13 — электрод; 7, 12, 18— клеммы; 8 — сфери-
ческая головка; 10,— стенка трубы; 11, 20 — тарельчатые пружины; 14 — металличе-
ская втулка; 17 — экранирующий колпачок; 19 — изоляционная втулка; 21 — покрытие
из фторопласта 40
(смесь смолы Д-5 с отвердителем). Большой износоустойчивостью
обладают полиуретан и покрытия из стекла [13, 141. Последние
к тому же термостойки и антикоррознйны. Труба из коррозион-
но-стойкой стали покрывается слоем особого состава, коэффи-
циент теплового расширения которого средний между анало-
гичными коэффициентами стали и стекла. На этот слой рас-
плавленное стекло наносится центробежным методом.
Электроды изготовляют из антикоррозийного и достаточно
твердого материала, чаще всего из коррозионно-стойкой стали,
но иногда из титана или платино-иридиевого сплава. Необходимо
обеспечить помимо хорошего контакта электрода с текущей
жидкостью его изоляцию от металлической стенки трубы и плот-
ность всего соединения. Наружный конец электрода снабжается
нарезкой и одной или двумя гайками для затягивания электрода
при его уплотнении.
На рис. 249, а показан узел электрода, применяемый во мно-
гих отечественных электромагнитных расходомерах. Он прост по
устройству и надежно работает при резиновых и полиуретановых
покрытиях. Плотность достигается конической головкой при
затягивании электрода с помощью гайки. В зависимости от раз-
мера трубы диаметр электрода 5—8 мм, а его головки б—30 мм.
На рис. 249, б изображена несколько другая зарубежная конструк-
ция [431 узла электрода. Последний имеет сферическую головку 8
с одним или несколькими коническими зубцами на тыльной части,
обеспечивающими внутреннее уплотнение при контакте с футе-
ровкой 9. Тарельчатые пружины 11, опирающиеся через проме-
жуточные шайбы в стенку 10 трубы, обеспечивают при затягива-
нии электрода необходимую плотность соединения. Клемма 12
служит для присоединения провода. На рис. 249, в показан узел
электрода при фторопластовой изоляции и небольшом диаметре
трубы. С помощью кольцевой площадки у электрода под воздей-
ствием тарельчатых пружин электрод прижимается к фторопла-
стовой изоляции.
425
Рис 250 Схема преобразо-
вателя с емкостными элек-
тродами
В случае изоляции из эмали стерж-
невой стальной электрод предвари-
тельно покрывается эмалью, затем
вставляется в трубу преобразователя,
после чего производится заливка
эмали для образования футеровки и
запекание в печи. Конец электрода,
выступающий на несколько миллимет-
ров внутрь трубы, зачищается нажда-
ком. Соединение неразборное.
Правильное измерение ЭДС на-
рушается, если поверхность электро-
да загрязняется или на ней образуются осадки. Предло-
жены [5, 38, 39, 43, 67] различные методы очистки. Для меха-
нической очистки в трубчатый электрод вводят стальную щетку.
Если загрязнение и осадки мягкие и не имеют сильного сцепления
с поверхностью электрода, то можно рассчитывать на самоочистку
их текущей жидкостью, особенно если последняя содержит твер-
дые частицы (например, при измерении сточных вод). В этом
случае целесообразно углубить конец электрода на 10—12 мм
внутрь трубопровода. Более эффективен ультразвуковой метод
очистки. К стержню электрода присоединяется пьезоэлемент, на
который подается напряжение с частотой 45—65 кГц. При воз-
никающих механических колебаниях электрода осадки отделяются
от него и уносятся жидкостью.
Наряду с рассмотренными электродами, имеющими контакт
с измеряемой жидкостью, были предложены бесконтактные элек-
троды с емкостным съемом сигнала, имеющие ряд существенных
достоинств: возможность применения для жидкостей с очень малой
электрической проводимостью, отсутствие изнашивания поверх-
ности электродов и необходимости их чистки. Такие электроды
весьма перспективны для измерения расхода как абразивных
жидкостей, так и жидкостей загрязненных и образующих осадки.
В последние годы возрос интерес к их применению и появились
разработки соответствующих расходомеров [27, 46]. Схема пре-
образователя расхода с емкостными электродами показана на
рис. 250. Металлические электроды отделены от жидкости изо-
ляционным слоем 2 из тефлона, фторопласта или другого мате-
риала. Каждый электрод вместе с изоляционным слоем (диэлек-
триком) и проводящей жидкостью (заземленной) образует кон-
денсатор. Для защиты электродов от шунтирующего действия
окружающей среды (от емкостной связи с ней) служат двойные
экраны 3 и 4. Внешний экран 4 заземлен, а внутренние экви-
потенциальные экраны 3 находятся под тем же напряжением,
что и электроды 1. Между электродами и экранами не должно быть
никакой разности потенциалов. Каждый измерительный электрод
с помощью кабеля соединен со своим предварительным усилите-
лем, имеющим очень большое входное сопротивление и коэффи-
426
циент усиления, равный единице. Так, при диаметре трубы 40 мм,
диаметре электродов 25 и толщине тефлоновой изоляции 2,5 мм,
имеющей диэлектрическую постоянную около 2, емкость между
жидкостью и электродом составляет 2 пФ. Тогда при частоте
50 Гц импеданс источника равен 1,5-10s Ом. При этих условиях
входной импеданс предварительного усилителя должен быть
около 1012 Ом. Угол раствора электродов (J доходит до 90°, а угол
раствора защитных электродов еще больше. Длина измеритель-
ных электродов по оси трубы связана с осевой длиной магнитного
поля и меньше последней примерно в два раза, в то время как
длина защитных электродов в два раза больше, чем длина измери-
тельных.
В большинстве серийно изготовляемых электромагнитных
расходомеров электромагнитная система, состоящая из обмотки
возбуждения и магнитопровода, располагается снаружи трубы
преобразователя и закрывается металлическим кожухом. Но при
очень высоком давлении во избежание появления больших вихре-
вых токов в толстостенных стальных трубах электромагнитную
систему размещают внутри трубы преобразователя в электро-
изоляционном компаунде, который отделен от жидкости футеровкой
[22].
При измерении расхода жидкостей, которые кристаллизуются
или полимеризуются при низких температурах, применяют обо-
грер (например, путем пропуска пара или горячей воды через
наружную рубашку) [39].
21.9 Измерительные схемы
электромагнитных расходомеров
Электродвижущая сила, создаваемая первичным пре-
образователем электромагнитного расходомера, невелика. Обычно
она не превосходит 5—6 мВ. Это требует применения усилителей.
Для повышения точности измерения сила измерительного тока,
протекающего через преобразователь, должна быть минимальной.
Это достигается применением измерительных схем с очень боль-
шим входным сопротивлением, например с помощью катодного
повторителя на входе усилителя. Более прогрессивными являются
схемы с компенсацией сигнала перед его подачей на усилитель.
Тогда в положении равновесия через преобразователь вообще не
должен идти ток. В этом случае входное сопротивление усилителя
может быть существенно меньше, что снизит вредное влияние
.«шумов» в нем. В измерительной схеме надо иметь устройство,
устраняющее влияние на результаты измерения трансформатор-
ной ЭДС, сдвинутой по фазе на 90° по отношению к основному
сигналу. Кроме того, важно предусмотреть устройство, исклю-
чающее влияние изменения магнитного потока преобразователя,
в частности, от колебания напряжения питания на показания
расходомера.
427
Разработка отечествен-
ных серийных электро-
магнитных расходомеров
началась в НИИтеплопри-
бор. Вначале были освое-
ны и ряд лет выпускались
расходомеры типа 3-РИ
и 3-РИ-М класса 2,5. За-
тем они были заменены
компенсационными расхо-
домерами 4-РИ и 5-РИ
(с дополнительным пнев-
мореле на выходе) клас-
са 1,5 и впоследствии не-
сколько модифицирован-
ными расходомерами
4-РИМ и 5-РИМ.
Схема расходомера
4-РИМ показана на рис. 251
13]. Он состоит из трех
блоков: преобразователя
Рис. 251. Блок-схема расходомера 4-РИМ
расхода ПР, согласую-
щего устройства УС-1 и измерительного прибора ИП. Электроды 1
преобразователя, включенные последовательно с обмоткой ком-
пенсационного трансформатора 3, присоединены к первичной
обмотке разделительного трансформатора 2. К другой обмотке
компенсационного трансформатора 3 подключен блок фазовраща-
телей 13, позволяющий создавать в компенсационной цепи напря-
жение, обратное по фазе, но равное по амплитуде ЭДС на электро-
дах преобразователя расхода. Вторичная обмотка трансформа-
'тора 2 связана с входом предварительного усилителя 8, последо-
вательно с которым соединены узел фазирования 9, усилитель 10
с транзисторным ключом — подавителем квадратурной помехи
и фазочувствительный усилитель 11. Последний управляет ревер-
сивным двигателем 12, перемещающим плунжер дифференциально-
трансформаторной катушки 6. Ее первичная обмотка, шунтиро-
ванная конденсатором 5, соединена с вторичной обмоткой транс-
форматора тока 4, первичная обмотка которого, включенная по-
следовательно с обмоткой возбуждения преобразователя расхода,
питается от сети. Напряжение, снимаемое со вторичной обмотки
дифференциально-трансформаторной катушки 6, подается к блоку
фазовращателей 13. Терморезистор 7 служит для компенсации
изменения окружающей температуры. Постоянное напряжение
питания на предварительный усилитель 8 подается от блока 14
через разделительный диод и конденсатор.
Основные отличия расходомера 4-РИМ от ранее выпускавше-
гося 4-РИ следующие. Расходомер 4-РИМ разработан с примене-
нием только полупроводниковых приборов на базе измеритель-
428
ного прибора КСД-3, а не на базе прибора ЭППД. Это наряду
с уменьшением габаритных размеров повысило надежность схемы.
Далее, в цепи автоматической компенсации полезного сигнала
у 4-РЙ, опорный сигнал — ток, проходящий в обмотке возбу-
ждения, а не напряжения, как у 4-РИ. Это обеспечивает дополни-
тельную независимость не только от колебаний напряжения, но
еще и от изменения частоты и температуры преобразователя
расхода. Кроме того, в расходомере 4-РИМ помимо компенсации
квадратурной помехи в преобразователе расхода с помощью
потенциометра (на схеме не показан), а в компенсационном транс-
форматоре с помощью корректирующей цепи, имеется еще и
третья ступень компенсации, отсутствующая в 4-РИ. Для этого
в усилителе 10 есть особая схема, состоящая из демодулятора-
модулятора, осуществляющего двойное электрическое преобра-
зование, двух интегральных прерывателей для выпрямления
переменного напряжения и одного — для преобразования по-
стоянного напряжения в переменное. Все прерыватели работают
в ключевом режиме. При поступлении на вход демодулятора —
модулятора сигнала, сдвинутого относительно напряжения, управ-
ляющего ключами на 90° (остаточной части квадратурной помехи),
то демодулятор-модулятор не пропускает этот сигнал.
В дальнейшем на базе расходомера 4-РИМ был разработан
расходомер типа ЭМР. Дополнительные элементы в нем —
делитель напряжения, обеспечивающий многопредельность рас-
ходомера, и дроссель, корректирующий передаточный коэф-
фициент дифференциально-трансформаторной катушки при изме-
нении частоты питающего тока. К числу достоинств расходо-
мера ЭМР относится и то, что большинство элементов схемы
размещены в согласующем блоке, а не в измерительном прибо-
ре ИП.
В комплект всех перечисленных электромагнитных расходо-
меров (3-РИ, 4-РИ, 4-РИМ и ЭМР) в качестве измерительных
приборов входят приборы дифференциально-трансформаторной
системы. В целях унификации измерительной аппаратуры целе-
сообразно иметь на выходе стандартный измеряемый сигнал в виде
постоянного тока силой 0—5 мА. В связи с этим разработаны
преобразователь расхода ППР и нормирующий преобразователь
НП к нему, дающий на выходе постоянный ток 0—5 мА. На
рис. 252 показана блок-схема этих преобразователей, а на
рис. 248 — устройство нового преобразователя расхода ППР.
Генератор цикла ГЦ (см. рис. 252) через 1 с отпирает на 0,5 с
ключ на выходе блока питания БП и тогда импульсы постоянного
тока поступают в обмотку Lp электромагнита преобразователя
расхода ППР. На электродах последнего возникает импульсное
напряжение U1 приближенно прямоугольной формы. После
прохода, через предварительный усилитель ПУ это напряжение
в блоке ПАН преобразуется в постоянное напряжение С7а, и
затем после прохода через функциональный преобразователь ФП
429
Рис. 252. Блок-схема рас-
ходомера с выходным сиг-
налом 0—5 мА
в блоке ПНТ постоянное напряжение (72 преобразуется в постоян-
ный ток i, пропорциональный расходу.
Новые преобразователи расхода ППР разработаны для труб
диаметром 50; 65; 80; 100; 150 и 200 мм. Потребляемая мощность
не более 70 В-А. Предельное давление при изоляции из стеклопла-
стика 2,5 МПа, а из резины или фторопласта 0,6 МПа. Приведен-
ная погрешность новых расходомеров в десятикратном диапазоне
±1 % при максимальной скорости жидкости итах = 2 м/с и
±0,5 % при vmax = 8 м/с.
Наряду с рассмотренными расходомерами 3-РИ, 3-РИМ,
4-РИ, 5-РИ, 4-РИМ и 5-РИМ, разработанными в НИИтеплопри-
бор (Москва), в КБ ПО «Промприбор» (г. Таллинн) были раз-
работаны электромагнитные расходомеры ИР-11, ИР-51 и
ИР-61. Для этих приборов характерно применение преобразова-
теля Холла в цепи обратной связи, который служит для создания
компенсирующего напряжения.
<Расходомер ИР-11 был одной из первоначальных моделей.
Затем он был заменен на более усовершенствованный расходомер
ИР-51, получивший довольно широкое распространение. Схема
расходомера ИР-51 показана на рис. 253. Один из электродов
имеет два вывода, замкнутые через резисторы R1 и R3 на низко-
омный потенциометр R2. Перемещая движок последнего, дости-
гают предварительного подавления трансформаторной ЭДС. По
экранированному кабелю измеряемый сигнал поступает через
трансформатор Тр1 на вход усилителя У1. Его вторичная об-
мотка для большей избирательности настроена конденсатором на
резонансную частоту 50 Гц. После усилителя У1 имеются два
параллельных канала. Они состоят из демодулирующих устройств
Д1 и Д2, усилителей У2 и УЗ и модуляторов Ml и М2. Канал
Д/—Ml служит для измерения полезного сигнала, а канал
Д2—М2 для окончательной компенсации трансформаторной ЭДС.
В последнем управляющее напряжение сдвинуто по фазе на 90°
по отношению к последнему сигналу, что обеспечивает выделение
постоянного напряжения, пропорционального трансформаторной
ЭДС. Модуляторы Ml и М2 имеют элементы Холла ЭХ, преоб-
разующие поступающие к ним постоянные напряжения в перемен-
ные, из которых одно компенсирует измерительный сигнал, а дру-
гое трансформаторную ЭДС. Выходные цепи обоих элементов
430
Холла включены последовательно, и оба компенсационных на-
пряжения поступают в первичную обмотку трансформатора обрат-
ной связи Тр2. Измерительный сигнал расходомера— постоянный
ток 0—5 мА, образующийся на выходе усилителя УЗ. Для его
ориентировочного измерения служит миллиамперметр А. Основ-
ная приведенная погрешность расходомера ИР-51 по токовому
выходному сигналу ±1 %.
Разработанный позже расходомер ИР-61 отличается от ИР-51
более современной элементной базой, применением интегральных
микросхем, но в нем отсутствует компенсационная цепь с элемен-
том Холла для подавления трансформаторной ЭДС. Это может
быть оправдано лишь для преобразователей расхода, устанавли-
ваемых в трубах малого диаметра.
Расходомеры типа РИ, разработки НИИтеплоприбор и типа ИР
Таллиннского завода имеют равномерное магнитное поле и изготов-
ляются лишь для труб, диаметр которых не превышает 300 мм.
Электромагнитные расходомеры диаметром 400, 600 и 800 мм,
изготовляемые заводом «Ленводоприбор» с преобразователями
расхода типа «Индукция-51» разработки НИИтеплоприбор (см.
рис. 247), и измерительной схемой типа ИР-51 (см. рис. 253),
поставляемой ПО «Промприбор», имеют неравномерное магнит-
ное поле, приближающееся к закону BW' = const. Это способ-
ствует сильному сокращению длины и массы преобразователей
в тем большей мере, чем больше диаметр трубопровода. Кроме
того, сокращается необходимая длина прямого участка послед-
него. Преобразователи расхода, изготовляемые заводом «Лен-
водоприбор», просты по конструкции благодаря изготовлению
корпуса прибора из стекловолокна. Они не требуют изо-
ляционного покрытия и выдерживают давление до 1 МПа.
Основная приведенная погрешность расходомеров «Ленводо-
прибор» по токовому выходному сигналу: для D, равного 400 и
600 мм равна ±1,5 %, для D 800 мм равна ±2,5 %.
Рис. 253. Блок-схема расходомера ИР-51
431
Рис. 254. Преобразователь
расходомера СВЭМ
Резко отличен от всех рассмотренных электромагнитный рас-
ходомер СВЭМ В, разработанный в системе нефтяной промышлен-
ности. Его преобразователь расхода показан на рис. 254.
Внутри корпуса 9 расположена катушка возбуждения 6,
питаемая от сети через кабельный ввод 10. Она намотана на кар-
касе 7 из коррозионно-стойкой немагнитной стали 12Х18Н10Т,
снабженном уплотнительными кольцами 8. Ток в обмотке 6 создает
магнитное поле, силовые линии которого внутри трубопровода
параллельны, а не перпендикулярны к его оси, как в обычных
электромагнитных расходомерах. Поступающая жидкость, про-
ходя через завихритель 5, приобретает вращательное движение
и пересекает под прямым углом силовые линии магнитного поля.
Образующийся вектор электромагнитной индукции имеет радиаль-
ное направление. Для снятия возникающей разности потенциалов
служит электрод 2, кончающийся вкладышем 4, расположенным
в центре трубы. Другой электрод — заземленный корпус прибора.
Электрод 2, проходящий через уплотнительное кольцо 3, связан
с предварительным усилителем 1, установленным на корпусе.
Расходомер СВЭМ-В состоит из рассмотренного взрывозащи-
щенного преобразователя расхода ПРЭМ-В и измерительного нор-
мирующего преобразователя ПИН с электромеханическим счет-
чиком, показывающим количество прошедшей жидкости. Преоб-
разователи расхода ПРЭМ-В разработаны для труб диаметром
50, 100 и 200 мм, их масса с фланцами не более 180 кг, а без флан-
цев не более 13 кг. Рабочее давление 25 МПа. Диапазоны расходов
432
5—50, 10—100 и 20—200 м®/ч для D = 50, 100 и 200 мм соответ-
ственно. Основная погрешность: ±2,5 % в диапазоне 20—100 %
Qmax и ±4 % в диапазоне 10—20 % Qmax. Достоинства расходо-
меров СВЭМ: относительная простота устройства и пригодность
для высоких давлений. Недостатки: большая потеря напора, по-
вышенная погрешность и возможность применения только для
жидкостей, удельная проводимость которых не более 5-Ю-2 См/м.
Имеются и другие отечественные разработки электромагнит-
ных расходомеров. Среди них укажем на расходомеры типа РЭВ
Харьковского завода КИП. Они имеют две цепи компенсации для
измерительного сигнала и для трансформаторной ЭДС. В той и
другой цепи применены ферродинамические преобразователи
(см. рис. 83). Магнит индуктора П-образной формы. Расходомеры
РЭВ изготовлялись для труб диаметром 25, 50 и 150 мм.
В качестве примера зарубежного электромагнитного расходо-
мера на рис. 255 показана схема прибора «Mag—X» фирмы «Фишер
и Портер». Катушки возбуждения 1 преобразователя расхода,
установленного в трубе 2, питаются от управляющего блока 4
прямоугольными импульсами с частотой 3,125 Гц, которая полу-
чается в результате деления частоты сети 50 Гц на 16. Это исклю-
чает влияние помех в сети на работу преобразователя, а также
возникновение трансформаторной помехи. Измерительный сигнал
снимается с электродов, расположенных горизонтально на изоли-
рованных стенках трубы 2. Сигнал поступает в усилитель 3 и
затем в синхронизирующий детектор 4. Последний вычитает
из сигнала Еп, поступающего от электродов, когда электромагнит
включен, сигнал Ео, когда он выключен. Это исключает влияние
сигнала помех Ео, которые могут возникнуть на электродах при
выключенном электромагните. Разность сигналов Еп — Ео про-
порциональна iQ0, где Qo — расход жидкости, a i — сила тока
питания электромагнита. Для коррекции возможного изменения
силы тока служит блок обратной связи 6, вырабатывающий сиг-
нал соотношения выходного и эталонного сигналов, который по
Рис. 255. Схема расходомера
«Mag-Х* фирмы Фишер—
Портер

433
ступает от резистора /?. Блок 5 преобразует напряжение в вы-
ходной частотный сигнал, изменяющийся в пределах от 0 до 10 кГц.
Блок 7 интегрирует выходной сигнал и имеет перестраиваемый
коэффициент деления для определения количества прошедшей
жидкости в соответствующих единицах. Блок 8 преобразует ча-
стотный сигнал в постоянный ток 4—20 или 0—16 мА. В управ-
ляющий усилитель 11 импульсы управления поступают от счет-
чика 9 через усилитель 10. При необходимости расходомер ком-
плектуется ультразвуковым генератором для очистки электродов.
Погрешность расходомера Mag—X в диапазоне 10—100 % Qmax
и диапазоне скоростей 0,9—10 м/с не превышает ±0,5 % (при
индивидуальной градуировке). Потребляемая мощность 4 В А
на каждые 25 мм диаметра преобразователя расхода.
Схемы электромагнитных расходомеров других зарубежных
фирм приведены в работе [51.
21.10. Расходомеры с электромагнитными
преобразователями скорости потока
Для больших диаметров труб разработаны расходо-
меры с электромагнитными преобразователями скорости. Они
проще и дешевле. С увеличением диаметра Трубы эти преимущества
усиливаются. Но расходомеры с преобразователями скорости
требуют больших прямых участков труб.
На рис. 256, а, б показаны два варианта подобных преобразо-
вателей. В трубопровод в место нахождения средней скорости
вводится с помощью штанги 2 пустотелый обтекатель 5, в котором
размещены обмотка возбуждения магнитного поля 1 и электроды 4.
Через 3 обозначены силовые линии магнитного поля. Ось преоб-
разователя (обтекателя) на рис.
перпендикулярна к потоку, а на
Рис. 256. Схема электромагнитного
преобразователя скорости с осью, пер-
пендикулярной (а) и параллельной (б)
потоку
256, а параллельна штанге и
рис. 256, б параллельна потоку
и перпендикулярна к штанге.
Первый преобразователь удоб-
нее вводить в трубопровод, но
у него электроды находятся
там, где происходит срыв вих-
рей с обтекателя, что вызы-
вает сильную пульсацию си-
гнала, которую надо пода-
влять в измерительной схеме.
В НИИтеплоприбор разрабо-
таны [6, 48] электромагнит-
ные расходомеры типов ЭРИС-1,
ЭРИС-3 и ПСГ с преобразова-
телями скорости по рис. 256, б,
а на ПО «Промприбор» — рас-
ходомер ИР-56 с преобразова-
телями скорости по рис. 256, а.
434
Обтекатель в расходомерах ЭРИС-1 и ЭРИС-3 цилиндрический
диаметром 28—30 мм со сферической головкой.
В цилиндрической поверхности на противоположных концах
диаметра имеются уплотненные прямоугольные отверстия, через
которые проходят концы электродов. В зависимости от диаметра
трубопровода высота штанги Н (вместе с клеммной коробкой,
укрепленной на штанге) делается различной. Для D = 400, 500,
600, 800 и 1000 мм имеем Н, равную 167; 179; 191; 214 и 239 мм со-
ответственно. Эти значения Н приняты из условия размещения
преобразователя на расстоянии 0.24D/2, там, где имеется средняя
скорость потока.
В расходомере ЭРИС-1 применяется лишь один электромагнит-
ный преобразователь скорости, а в расходомере ЭРИС-3 — три
таких преобразователя, размещаемые равномерно по окружности
на расстоянии 0,76D/2 от оси трубы [6]. Расходомер ЭРИС-1
можно применять лишь при достаточно большой длине прямого
участка, обеспечивающей создание осесимметричного потока.
Необходимые длины этого участка, зависящие от вида ближай-
шего местного сопротивления, те же, что и в случае применения
дифференциальной трубки Пито, даны в гл. 5. Расходомер
ЭРИС-3 позволяет существенно сократить длины прямого участка.
Так, по данным НИИтеплоприбор, при задвижке, закрытой
на 1/3, допустимо размещение преобразователей скорости ЭРИС-3
на расстоянии от задвижки не менее 3D. Структурная схема рас-
ходомера ЭРИС-3 приведена на рис. 257. Измерительные сигналы
от трех преобразователей скорости 1—3 поступают в блок 4
подготовки сигнала, устанавливаемый обычно на кронштейне
вблизи преобразователей. Каждый из сигналов проходит через
свой предварительный усилитель 5, выполненный на двух микро-
схемах. Эти усилители обеспечивают переход с симметричного
относительно земли входа к несимметричному входу и одновре-
менно усиление сигналов по напряжению. Затем все три сигнала
подаются к сумматору 6. На шасси блока находится трансформа-
тор 14, подающий к обмоткам возбуждения преобразователей
скорости напряжение 24 В. Питание предусилителей 5 и сумма-
тора 6 производится через выпрямительное устройство. Просум-
Рис. 257. Блок-схема расходомера ЭРИС-3
435
мированный от трех преобразователей скорости сигнал подается
в измерительное устройство 7 типа ИУ-61 на вход усилителя пере-
менного напряжения 8 и далее через кнопку «контроль» на вход
синхронного детектора 9. При нажатии этой кнопки в детектор
подается контрольный сигнал, совпадающий по фазе и амплитуде
с сигналом преобразователя скорости заданного значения. С вы-
хода синхронного детектора снимается постоянное напряжение,
пропорциональное расходу жидкости и напряжению питания
индукторов преобразователей скорости. Для исключения влияния
колебаний напряжения питающей сети на выходе детектора 9
введен ключ 10, формирующий прямоугольные импульсы, дли-
тельность которых обратно пропорциональна напряжению сети.
Усреднение импульса напряжения на выходе ключа 10 произво-
дится с помощью RC-фильтра 11, после которого сигнал подается
в преобразователь «напряжение—ток» 12. Последний собран на
операционном усилителе и транзисторах. Широтно-импульсный
модулятор 13 служит для выработки импульсных напряжений
ключом 10. Диапазон скоростей потока в расходомерах ЭРИС-1
и ЭР ИС-3 от 0 до 5 м/с; температура жидкости 0—80°; электриче-
ская проводимость жидкости 10-3—10 См/м. Основная приведен-
ная погрешность ±2,5 % при градуировке по методу «площадь—
скорость» и ±1,5 % при градуировке прямым сличением.
В системе нефтяной промышленности освоен выпуск расходо-
меров типа ЭРИС-М. Его электромагнитный преобразователь
скорости ПС-2 такой же, как у расходомеров ЭРИС-1 и ЭРИС-3,
а измерительная схема немного модифицирована.
Расходомер ИР-55 с электромагнитным преобразователем ско-
рости больше не выпускается. Он был предназначен для изме-
рения скоростей в пределах от 0 до 1,6 м/с и имел основную
погрешность ±4 %.
Существенно отличается от всех рассмотренных расходомеров
с электромагнитными преобразователями скорости новый расходо-
мер типа ПСГ (площадь—скорость—градиент), разработанный
в НИИТеплоприбор для труб большого диаметра, не имеющих
достаточного прямого участка, когда профиль скоростей может
быть сильно деформирован.
Блок-схема расходомера ПСГ показана на рис. 258. Преобра-
зователи скорости у него соответствуют рис. 256, б, но расстоя-
ние между электродами 60 мм (у ЭРИС-3 оно равно 28 мм) и рас-
положены так, что линии,соединяющие электроды, направлены по
радиусу трубы. Это позволяет измерять радиальные градиенты
скорости. Сигналы с электродов 1 проходят через усилители 5,
на выходе из которых группируются в два канала. По одному по-
ступают сигналы с электродов, расположенных на окружности
большего радиуса, а по другому — с электродов, находящихся
на меньшем радиусе. Сигналы в каждом канале складываются
в сумматорах 6 и подаются в коммутатор 7, куда подается также
сигнал с опорного сопротивления 10, характеризующий силу тока
436
в индукторе, поступающий
от блока питания 4. Ком-
мутатор 7 через усилитель 8
и преобразователь «напряже-
ние—частота» 9 связан с мик-
ропроцессором 11, который
управляет коммутатором и
блоком питания, так что
индукторы преобразователей
питаются периодически по-
вторяющимися однополярны-
ми прямоугольными импуль-
сами длительностью 330 мс
и интервалом между ними
670 мс. Измерительный сиг-
нал с каждого электрода —
это разность сигналов при
наличии магнитного поля
и при его отсутствии. Это
исключает влияние поляри-
зации электродов на пока-
Рис. 258. Блок-схема расходомера ПСГ
(площадь—скорость—градиент)
зания. Кроме того, микропроцессор преобразует частотные вход-
ные сигналы в двоичный код и производит обработку сигналов и
вычисление расхода в соответствие с заданной программой. На вы-
ходе микропроцессора имеется цифроаналоговый преобразова-
тель 12. Элементы 5—9 находятся в блоке подготовки сигналов 2,
а микропроцессор 11 и преобразователь 12 в измерительно-вычис-
лительном устройстве 3. Расходомер ПСГ предназначен для труб
диаметром от 1250 до 3600 мм и на максимальные расходы от
0,63 до 50 м3/с. Основная погрешность ±1,5 %, выходной сигнал
0—5 и 4—20 мА, потребляемая мощность не более 200 В-А.
Принцип действия расходомера ПСГ основан на следующих
соображениях [51. Среднюю скорость v потока, определяемую
с помощью расходомера ПСГ, можно представить в виде
v = П + f (5)J(1+ al + агП
где v0 — средняя скорость на окружности (на расстоянии 0.76D/2
от центра), где расположены преобразователи скорости; £ — пара-
метр, характеризующий влияние асимметрии профиля скоростей.
Этот параметр определяется выражением £ = 1(<рг + <р2)/(ф1 —
— сра) ] A2d, где Ф1 и (ра — потенциалы на электродах, имеющие
обратные знаки; d — расстояние между электродами.
Заменим в выражении потенциалы <рг и <ра на частотные сиг-
налы fi и f2, соответствующие выходному напряжению каждого
сигнала, и учтем, что о0 = К (fi + f2)/2f2, где /8—частотный
сигнал, пропорциональный току питания индуктора, вводимый
для исключения влияния нестабильности питания; К —
437
коэффициент, м/с. Тогда выражение для и примет следующий
вид:
’ - К' ft +Л)/2/. [ 1 + “• -Ы-Т + -. •
Подставляя это значение в формулу расхода Qo = rcDav/4, по-
лучим
«• = КЧг) + 7ГПГ А + Мв)]с-
где k = K'nDl /4; А = a/?/d; В - (a,/a) (R/d)- С = D'/Dl.
Множитель С учитывает, что реальный диаметр трубы D может
отличаться от номинального диаметра DH, принятого при гра-
дуировке.
Сигнал (Д + fz)/2f3 характеризует среднюю скорость жидко-
сти v0 по линии окружности с радиусом г = 0,76D/2. Сигнал
(fx — /2)/(Л + fz) характеризует отношение среднего радиального
градиента скорости к средней скорости vc. Значение коэффици-
ента определяется из анализа реальных режимов потока на основе
статистических данных.
21.11. Электромагнитные расходомеры
для веществ с малой электропроводностью
и особых разновидностей
Серийно изготовляемые электромагнитные расходо-
меры пригодны лишь для веществ, удельная электропровод-
ность которых не менее 10~® см/м. Но уже давно стали разрабаты-
вать расходомеры, пригодные для веществ с меньшей электро-
проводностью. На этом пути возникает много трудностей.
Необходимо, чтобы сопротивление нагрузки га было во много
раз больше сопротивления преобразователя zn. Но с уменьше-
нием электропроводности жидкости возрастает zn и увеличивается
отрицательное влияние емкостного сопротивления соединительных
проводов, включенного параллельно измерительному прибору и,
следовательно, уменьшающего zH. Применение проводов с двой-
ным экраном, из которых внешний заземлен, а на внутренний по-
дано напряжение, равное тому, под которым находится провод,
с одновременным сокращением расстояния (до 7 м) до предвари-
тельного усилителя позволило увеличить предел применения
расходомера до 10-5 См/м. Но увеличивать общее сопротивле-
ние цепи нельзя из-за усиления вредного влияния тепловых шу-
мов. Это ограничивает возможность увеличения zH сверх 108 Ом.
Поэтому целесообразно идти по пути уменьшения внутреннего
сопротивления преобразователя zn. Для этого надо вместо точеч-
ных переходить на применение электродов с большой поверх-
ностью, (см. рис. 251) с обязательной защитой их от шунтирующего
действия окружающей среды с помощью экранирующих электро-
438
дов. Таким путем в работе [27 ] удалось измерить расход трансфор-
маторного масла (у = 1 • 10-10-=-2 • 10-10 См/м) с погрешностью
±3%. Другой, но редко применяемый способ уменьшения за-
ключается в сокращении пути токов, например с помощью про-
ложенного в центре трубы заземленного стержня или же с по-
мощью двух заземленных стержней, проходящих через футеровку.
Последние размещаются симметрично относительно электродов
в плоскости последних. Таким образом удалось измерить расходы
спирта, глицерина и других жидкостей с электрической прово-
димостью до 10-7 См/м [28].
При измерении расхода жидкостей с еще меньшей электриче-
ской проводимостью (менее 10~7 См/м) основное значение при-
обретают токи смещения. Один из путей устранения их влияния —
применение прямоугольно-импульсного магнитного поля [181.
Для измерения служат только средние части импульсов, когда
токи смещения отсутствуют. Этот способ при одновременном
уменьшении на три порядка гп (путем увеличения площади элек-
тродов и применения среднего заземленного электрода) позволил
измерять расход трансформаторного масла с электропроводностью
2 10-11 См/м. При Qmax сигнал равнялся 100 мкВ. Частота пря-
моугольных импульсов 200—600 Гц.
Другой способ [341 состоит в компенсации токов смещения при
помощи положительной обратной связи, охватывающей измери-
тельный усилитель.
Наряду с расходомерами для жидкостей, имеющих малую
электрическую проводимость, разрабатываются приборы, пред-
назначенные для особых случаев применения, в частности для
измерения расхода с деформированной эпюрой. Так, в работе
[50] проведено исследование расходомеров диаметром 100 мм,
каждый квадрант преобразователя которого содержит семь узких
пластинчатых электродов с переменной толщиной слоя изоляции.
Это уменьшило неоднородность весовой функции с 47,8 % для
точечных электродов до 0,92 %, благодаря чему достигнута воз-
можность измерения расхода сильно деформированных потоков.
В работе [681 сообщается об исследовании расходомера с то-
чечными электродами, преобразователь которого не имеет вну-
треннего изоляционного покрытия. Труба из коррозионно-стой-
кой стали имеет внутренний диаметр 27 мм и толщину стенок
1,5 мм. К стенкам трубы подается напряжение, которое образует
на поверхности трубы почти такое же распределение потенциа-
лов, какое возникает в соприкасающейся с ней слоем жидкости
при движении последней. Это обеспечивает отсутствие токов между
жидкостью и стенкой трубы. Ток, пропускаемый через стенку
трубы, регулируется сервомеханизмами так, чтобы разность по-
тенциалов между измерительным электродом, изолированным от
стенки, и потенциальным электродом, приваренным к стенке
вблизи измерительного электрода, равнялась нулю. Отсутствие
необходимости в изоляционном покрытии позволяет упростить
439
технологию изготовления преобразователя расхода и устраняет
трудности, связанные с неудовлетворительностью некоторых ха-
рактеристик (недостаточной стойкости к эрозии и коррозии,
невысокого температурного предела применения и т. п.) изоля-
ционных покрытий.
Глава 22. АКУСТИЧЕСКИЕ РАСХОДОМЕРЫ
22.1. Общая характеристика
Акустическими называются расходомеры, основан-
ные на измерении зависящего от расхода того или другого эф-
фекта, возникающего при проходе акустических колебаний через
поток жидкости или газа. Почти все применяемые на практике
акустические расходомеры работают в ультразвуковом диапазоне
частот и поэтому называются ультразвуковыми.
Они разделяются на расходомеры, основанные на перемеще-
нии акустических колебаний движущейся средой, и расходомеры,
основанные на эффекте Допплера, появившиеся позже. Главное
распространение получили приборы, основанные на измерении
разности времен прохождения акустических колебаний по потоку
и против него. Значительно реже встречаются приборы, в которых
акустические колебания направляются перпендикулярно к по-
току и измеряется степень отклонения этих колебаний от перво-
начального направления. Приборы, основанные на явлении Доп-
плера, предназначены в основном для измерения местной скорости,
но они находят также применение и для измерения расхода.
Измерительные схемы у них более простые.
Наряду с тремя указанными разновидностями ультразвуковых
расходомеров имеются акустические расходомеры, получившие
название длинноволновых, работающие в звуковом диапазоне
частот акустических колебаний.
Ультразвуковые расходомеры обычно служат для измерения
объемного расхода, потому что эффекты, возникающие при про-
хождении акустических колебаний через поток жидкости или газа,
связаны со скоростью последнего. Но путем добавления акусти-
ческого преобразователя, реагирующего на плотность измеряе-
мого вещества, можно осуществить и измерение массового рас-
хода. Приведенная погрешность ультразвуковых расходомеров
лежит в широких пределах от 0,1 до 2,5 %, но в среднем может
быть оценена цифрами 0,5—1 %. Значительно чаще рассматривае-
мые расходомеры применяют для измерения расхода жидкости,
а не газа, вследствие малого акустического сопротивления по-
следнего и трудности получения в нем интенсивных звуковых ко-
лебаний. Ультразвуковые расходомеры пригодны для труб лю-
бого диаметра, начиная от 10 мм и более.
440
Существующие расходомеры очень разнообразны как по уст-
ройству первичных преобразователей, так и по применяемым
измерительным схемам. При измерении расхода чистых жидко-
стей обычно применяют высокие частоты (0,1—10 МГц) акустиче-
ских колебаний. При измерении же загрязненных веществ частоты
колебаний приходится существенно снижать вплоть до нескольких
десятков килогерц во избежание рассеяния и поглощения акусти-
ческих колебаний. Необходимо, чтобы длина волны была на по-
рядок больше диаметра твердых частиц или воздушных пузырей.
Низкие частоты применяют также при измерении расхода газов.
22.2. Излучатели и приемники
акустических колебаний
Для ввода акустических колебаний в поток и для
приема их на выходе из потока необходимы излучатели и прием-
ники колебаний — главные элементы первичных преобразователей
ультразвуковых расходомеров. При сжатии и растяжении в опре-
деленных направлениях некоторых кристаллов (пьезоэлементов)
на их поверхностях образуются электрические заряды, и наобо-
рот, если к этим поверхностям приложить разность электриче-
ских потенциалов, то пьезоэлемент растянется или сожмется в за-
висимости от того, на какой из поверхностей будет больше напря-
жение — обратный пьезоэффект. На последнем основана работа
излучателей, преобразующих переменное электрическое напряже-
ние в акустические (механические) колебания той же частоты
На прямом пьезоэффекте работают приемники, преобразующие
акустические колебания в переменные электрические напряжения.
Излучатели характеризуются пьезоэлектрическим модулем d =
= S/Е (м/В), а приемники — пьезоконстантой по деформации
h = Е/S (В/м), где Е —напряжение на пьезоэлементе; S — раз-
мер упругой деформации. Эффективность излучателя растет с ро-
стом d. Между h и d имеется зависимость h = (£ю/ее0) d, где Ею —
модуль Юнга; е — диэлектрическая проницаемость; f0 — элек-
трическая постоянная (диэлектрическая проницаемость свобод-
ного пространства). Следовательно, с ростом пьезомодуля d воз-
растает и пьезоконстанта h.
Пьезоэлектрический эффект был обнаружен прежде всего
у природного кварца. Но теперь в качестве излучателей и прием-
ников акустических колебаний в расходомерах применяют почти
всюду лишь пьезокерамические материалы, главным образом
титанат бария BaTiO3 и цирконат титаната свинца — твердый
раствор цирконата PbZ2O3 и титаната PbTiO3 свинца, имеющие
большой пьезомодуль d и высокую (1100—1500) диэлектрическую
проницаемость, в несколько сот раз больше, чем у кварца. После
специальной обработки поверхности излучателей и приемников
их покрывают слоем металла (в большинстве случаев путем се-
ребрения). К этому слою припаивают соединительные провода.
441
Для получения интенсивных акустических колебаний надо
работать на резонансной частоте /р пьезоэлемента
/р = (2о)-1 (£ю/р)0-6 = сп/2о, (229)
где о — толщина пьезоэлемента; сп = (£ю/р)0-5 — скорость уль-
тразвука в пьезоэлементе. Следовательно, /р обратно пропорцио-
нальна толщине а. Учитывая, что сп = /X, где X — длина акусти-
ческой волны, получим, что при /р Х/2= о, т. е. половина длины
волны X равна толщине а пьезоэлемента.
При о=1 мм /р « 2,85 МГц для кварца, 2,25 для титаната
свинца, 1,8 для цирконата титаната свинца и 2,0 МГц для ниобата
титаната свинца. При чистых жидкостях целесообразно работать
на высоких резонансных частотах /р и поэтому следует применять
тонкие пьезокерамические пластины. Для веществ, содержащих
механические примеси или газовые пузыри, когда необходима
небольшая частота /р, приходится применять пьезокерамику
большой толщины или с двух сторон тонкой пьезокерамической
пластины наклеивать толстые металлические накладки. Излуча-
тели и приемники в большинстве случаев изготовляют в виде
круглых дисков диаметром 10—20 мм, иногда менее [40].
22.3. Принцип действия и разновидности
расходомеров с колебаниями, направленными
по потоку и против него
В большинстве случаев плоскости излучающих и
приемных пьезоэлементов расположены под некоторым углом 0
к оси трубы. Тогда акустические колебания под углом а = 90° — 0
к оси трубы проходят в измеряемом веществе путь длиною L.
Обозначим через vL скорость потока, усредненную по длине L.
Ее проекция на направление L будет vL cos а. Если звуковой луч
направлен в сторону движения потока, то время тх прохождения
им расстояния L определится из уравнения тх = £/(с + vL cos а),
где с — скорость распространения акустических колебаний в не-
подвижном измеряемом веществе. При обратном направлении
звукового луча время т2 прохождения им того же расстояния L
будет больше, как это следует из уравнения т2 = L/(c — vL cos а).
Придав этим уравнениям вид тг = (£/с) (1 + (vL cos а)/с)-1 и т2=
= (L/c) (1 — vl cos а/с)"1 и вычитая одно из другого, получим
Л _ _ _ 2L Pbcosg
Т Т2 Тх | cos а/с)2.
Учитывая, что vL cos ct/c < 10-3, найдем
Дт = 2L cos ctvjc2. (230)
Если акустические колебания направлены вдоль оси трубы,
то cos а = 1 и Дт = 2LvJc\ где vc — осевая скорость потока.
442
Таким образом, разность времен Дт прямо пропорциональна
скорости vc или vb.
Имеется несколько способов измерения очень малого значе-
ния Дт: фазовый, при котором измеряется разность фазовых сдви-
гов акустических колебаний, направляемых по потоку и против
него (фазовые расходомеры); времяимпульсный метод, основанный
на непосредственном измерении разности времени прохождения
коротких импульсов по потоку и против него (времяимпульсные
расходомеры); частотный метод, при котором измеряется разность
частот повторения коротких импульсов или пакетов акустических
колебаний, направляемых по потоку и против него (частотные
расходомеры). Наибольшее распространение получил последний
метод и его разновидности.
По числу акустических каналов ультразвуковые расходомеры
подразделяются на однолучевые или одноканальные, двухлуче-
вые или двухканальные и многолучевые или многоканальные.
У первых имеются только два пьезоэлемента, каждый из которых
по очереди выполняет функции излучения и приема. Их существен-
ное достоинство — отсутствие пространственной асимметрии аку-
стических каналов, зависящих от различия их геометрических
размеров, а также различия температур и концентрации потока
в них. 'Вторые имеют два излучателя и два приемника, образую-
щих два независимых акустических канала, которые распола-
гаются параллельно или перекрещиваются друг с другом. Много-
канальные применяются при необходимости измерения расхода
деформированных потоков или же для достижения повышенной
точности, в частности, в случае применения ультразвукового
расходомера в качестве образцового.
В работе [25] рассмотрена особая разновидность ультразвуко-
вого расходомера с колебаниями, направляемыми по потоку и
против него, у которого с одной стороны трубы устанавливается
лишь один пьезопреобразователь, а с противоположной — два.
Первый преобразователь создает два акустических луча, движу-
щихся по потоку и имеющих различные углы наклона к оси трубы,
но расположенных близко друг к другу. Длина пути в измеряе-
мом веществе у одного луча I, а у другого I + Д/. Лучи восприни-
маются преобразователями, установленными на противополож-
ной стороне. Затем последние преобразователи становятся из-
лучающими и производится обратное зондирование против по-
тока. При такой схеме повышается быстродействие расходомера
и появляется возможность измерять быстропеременные расходы.
22.4. Влияние профиля скоростей
Профиль скоростей оказывает существенное влия-
ние на показания ультразвуковых расходомеров и их погрешность.
Рассмотрим это влияние для наиболее распространенных расходо-
меров с угловым вводом акустических колебаний в одной точке.
443
При этом ультразвуковой луч будет реагировать на скорость vD,
усредненную по диаметру, которая всегда больше средней ско-
рости vc, усредненной по площади сечения трубопровода, в сот-
оветствии с уравнениями:
к к
vD — R-1 J vrdr; ve — (nJ?2)-1 J vr2nrdr, (231)
о о
где vr — скорость при осесимметричном потоке на расстоянии г
от центра.
Тогда ис = kvD, где 1. Очевидно, значение k зависит
от вида функции vr = f (г). Согласно опытам Никурадзе, при осе-
симметричном турбулентном движении справедливо уравнение
vr = vm (1 — r/R)-n,
где /? — радиус трубы; показатель п зависит от числа Re; vm —
осевая скорость в центре трубы.
Подставляя значение vT в уравнения (231) для ис и vD и ин-
тегрируя их, получим зависимость поправочного множителя k
от п
k = 2n/(2n + 1). (232)
Имеем п равным 6,0; 6,6; 7,0; 8,8; 10,0 при числе Re, равном
4-103; 2,3-104; 1,1-10®; 1,1-10®; 2 10е соответственно. Значение п
для любого числа Re можно найти по уравнению [см. 28].
При увеличении Re от 4-103 до 3,2-10® множитель k возрастает
от 0,9231 до 0,9524.
Кроме того, для определения k имеются выражения:
k = (1 4- 0,011 >/6,25+ 4,31 Re-0-237 Г1;
k = (1,119 — 0,011 lg Re)-1.
Первое из них получено [4 ] на основе логарифмического за-
кона распределения скоростей, второе [20] — интегрированием
экспериментальных кривых распределения скоростей, получен-
ных Никурадзе. Последняя формула весьма простая и значения
множителя k, рассчитанные по ней, близко совпадают со значе-
ниями k, полученными по формуле (232). При ламинарном дви-
жении ur = vm (1 — Тогда получим vc = vm/2 и vD = 2vm/3.
Отсюда следует, что в данном случае k = 0,75.
Результаты опытов на трубе с D = 30 мм [46] по определению
множителя k в области чисел Re от 1500 до 3000, находящихся
частично в переходной зоне от ламинарного к турбулентному
движению, показаны на рис. 259. Верхний конец полученной
кривой 1Г1 = 1,33 соответствует значению k = 0,75 в ламинар-
ной области, а нижний конец кривой находится между значениями
Л-1 = 1,0834-1,12, соответствующими значениями k = 0,9234-0,89
(для гладких и шероховатых труб) при Re = 4-103. Несвоевре-
менность же перехода от ламинарного к турбулентному режиму
444
на рис. 259 (при Re = 1000 вме-
сто Re = 2320) объясняется
недостаточной длиной началь-
ного участка трубы.
Если акустические колеба-
ния посылать не в диаметраль-
ной плоскости, а в плоскости,
проходящей через какую-либо
из хорд, то можно при опреде-
ленном местоположении хорды
получить k=l. Действительно,
Рис. 259. Зависимость множителя l/k
от числа Re:
1 — труба с шероховатостью Д/£> = 1/60,
2 — гладкая труба
по мере удаления хорды от диа-
метра скорость, усредненная по хорде ох, будет уменьшаться и при
расстоянии h между диаметром и хордой, равном (0,54-0,54) D/2
скорость в турбулентной зоне станет равной vc. При дальней-
шем удалении хорды будет уже меньше vc. Зондирование
по хорде способствует повышению точности измерения расхода,
особенно если оно производится по нескольким хордам, но при
этом устройство ультразвукового расходомера усложняется. Зон-
дирование по нескольким хордам целесообразно прежде всего
в образцовых установках, а также при измерении деформирован-
ных потоков, особенно в трубах большего диаметра, где трудно
обеспечить достаточную длину прямого участка. В простейшем
случае зондируют по двум хордам, расположенным на расстоянии
h = 0.5D/2 с обеих сторон диаметра трубы (рис. 260, а). При этом,
согласно 166], при переходе от ламинарного к турбулентному
режиму погрешность возрастает лишь на 0,6 %. При работе в тур-
булентной области лучше иметь h = 0,5230/2. Это дает снижение
погрешности до 0,1 %, но зато здесь при ламинарном режиме по-
грешность возрастает до 3,5 %. Большая точность получается
при зондировании по четырем (рис. 260, б, в) или пяти хордам.
Имеются несколько вариантов расположения четырех хорд
В одном из них две параллельные хорды расположены на расстоя-
нии 0,5£>/2 от горизонтального диаметра, а две параллельные дру-
гие на таком же расстоянии от вертикального диаметра (рис 260, б).
Здесь длины всех хорд равны, что упрощает обработку результа-
Рис. 260. Схемы расположения хорд для акустиче-
ского зондирования
445
Рис. 261. Преобразователь с акустическим
зондированием по пяти пространствен-
ным хордам
тов измерения. В другом ва-
рианте (рис. 260, в) все че-
тыре хорды параллельны,
причем две из них находят-
ся на расстоянии 0.309D/2,
а две другие — на расстоя-
нии 0.809D/2 от диамет-
ра 161J.
В работе [57 J приводятся
данные об успешной
расходомера газа при да-
влении до 7 МПа и D ~
= 150 мм с зондированием
по четырем хордам, расположенных крест накрест в четырех
параллельных плоскостях. При длине прямого участка 8D после
колена погрешность измерения расхода была не более 1 %. В рас-
ходомере с D = 450 мм четыре хорды были расположены в одной
плоскости, что более предпочтительно при вращательных по-
токах.
Зондирование по пяти хордам может осуществляться в раз-
ных вариантах. Зондирование по пяти параллельным хордам,
расположение которых выбрано по квадратурной формуле Гаусса,
рассмотрено в работе [1]. Зондирование может производиться
последовательно по пяти хордам, отстоящим на расстоянии 0.5D/2
от центра трубы и расположенным не в одной плоскости, а в про-
странстве (рис. 261). Во фланцах 1 и 8 смонтированы два пьезоэле-
мента 3 и 6 и два отражателя 2 и 7. Другие два отражателя 4и5
находятся на противоположных сторонах стенки трубы. Пьезо-
элемент 3 утоплен для уменьшения влияния акустических помех.
Проекции хорд, по которым проходят акустические каналы, на
сечение, перпендикулярное к оси трубы, образуют равносторон-
ний треугольник [16]. При последовательном зондировании упро-
щается схема обработки сигнала и устраняются реверберационные
помехи, так как рабочие и отраженные сигналы разделены во
времени [13]. Многоканальные акустические расходомеры могут
обеспечить высокую точность, не требуют экспериментальной
градуировки и могут применяться в качестве образцовых, но они
сложны и встречаются сравнительно редко.
Для обычных ультразвуковых расходомеров с зондированием
в диаметральной плоскости необходима или экспериментальная
градуировка или же определение поправочного множителя k
с достаточной точностью. К сожалению, выполнить это не так
просто. Приведенные ранее формулы для множителя k справед-
ливы лишь для гладких труб. С увеличением же их относительной
шероховатости показатель и в формуле (238) уменьшается [22,
231. В результате множитель k снижается вплоть до 0,9, но зато
становится (при Re > 106) практически независимым от числа Re.
Последнее обстоятельство благоприятно, но для определения мно-
446
жителя k следует знать относительную шероховатость трубы или
коэффициент гидравлического сопротивления X. Найти k в зави-
симости от X можно [24] по формуле k = (1,01 -|- 0,38 у^Х)-1.
Другая трудность в определении множителя k состоит в том,
что приведенные ранее формулы выведены в предположении рас-
пространения акустических колебаний в диаметральной пло-
скости. На самом деле, колебания распространяются в узком про-
странстве, ограниченном плоскостями, проходящими через две
хорды,’ каждая из которых отстоит от диаметральной плоскости
на расстоянии d/2 в ту и другую сторону (d — диаметр излучаю-
щего пьезоэлемента). Помимо этого, вследствие различия скоростей
по сечению трубы путь ультразвукового луча отличается от
прямолинейного. С увеличением отношения d/D множитель k
приближается к единице, и возможный диапазон измерения воз-
растает. Так, по опытам [16] при d = 12 мм и D, равном 100;
32 и 20 мм, что соответствует d/D, равному 0,12; 0,375 и 0,6, диа-
пазон измерения Qraax/Qmin был равен 16; 40 и 180 соответственно
при одной и той же относительной погрешности ±1 %. Учиты-
вать влияние отношения d/D на множитель k особенно необхо-
димо при малых значениях D.
Для повышения' точности ультразвукового расходомера перед
преобразователем расхода можно установить сопло или сходя-
щийся конус (конфузор), создающий на выходе весьма равномер-
Hbifi профиль скоростей, при котором множитель k может быть
принят равным единице. Особенно это необходимо при недоста-
точной длине прямого участка и, следовательно, деформированном
профиле скоростей. Если в трубопроводе имеются сопротивления,
закручивающие поток, то перед соплом или конфузором следует
поместить струевыпрямитель. В качестве примера на рис. 262
показана входная часть преобразователя ультразвукового рас-
ходомера типа «Марс». К трубе 4 приварено фланцевое присоеди-
нение 3. В последнем помещена втулка 2 с коническим от-
верстием, образующим входной конфузор. В пазах втулки 2
укреплены радиальные лопа-
сти струевыпрямителя 1. Ис-
пытания подобного устройства
показали эффективность его
действия [21 ].
При малых диаметрах труб
гидродинамическую погреш-
ность можно исключить, если
изготовить преобразователь
расхода с прямоугольным ка-
налом и прямоугольными пье-
зоэлементами, создающими аку-
стические колебания по всему
поперечному сечению пото-
ка [51 ].
Рис. 262. Преобразователь расходо-
мера МАРС со струевыпрямителем и
конфузором
447
22.5. Преобразователи
ультразвуковых расходомеров
Преобразователь ультразвукового расходомера со-
стоит из отрезка трубы, на котором установлены два или четыре
пьезоэлемента. За редким исключением применяют дисковые
пьезоэлементы диаметром d и толщиной а, дающие направленное
излучение. Степень этой направленности зависит от волнового
параметра
р = /LX/d, (233)
где L — расстояние от излучателя до приемника; X — длина
волны в измеряемом веществе. При р 1 или L d/X акустиче-
ский пучок можно считать цилиндрическим. При р > 1, что соот-
ветствует значительным расстояниям L и малой частоте f, большая
часть излучения распространяется внутри пучка, расходящегося
под углом 20, определяемым формулой sin 0 = 1,22X/d = l,22c/fd.
Отсюда следует, что направленность излучения возрастает по
мере увеличения диаметра d и частоты f. При большом значении
угла 0 во избежание существенного уменьшения амплитуды
волны, а значит, и акустической мощности, поступающей на
приемный пьезоэлемент, диаметр d можно определять по формуле
d >/ £Х/(0,59 + 0,41еа) [311, где еа — допустимое относитель-
ное изменение амплитуды волны. Иногда рекомендуют выбирать d
из условия d (2ч-4) сп//, при котором угол 0 << 18-4-36°. Таким
образом, чем выше частота f, тем меньше значение волнового па-
раметра р и тем меньше может быть взят диаметр d. Но при всех
обстоятельствах надо, чтобы снос центрального луча не превышал
радиуса приемного пьезоэлемента. Этот снос вызывается как
скоростью потока, так и преломлением луча в звукопроводе, если
такой имеется между пьезоэлементом и жидкостью (или газом).
Если пьезоэлементы установлены снаружи трубы, то преломление
луча происходит в ее стенках, ио и при внутренней установке
пьезоэлементов иногда считают целесообразным внутреннюю по-
лость угловых карманов заполнять звукопроводами из металла
или органического стекла, в которых также происходит преломле-
ние луча. Учитывать снос надо лишь в преобразователях, имею-
щих преломление луча, а влиянием скорости потока можно пре-
небречь. В этом случае [6] надо обеспечить выполнение условия
d 2&D sin a ctg p/sin Р2, где е — возможное относительное из-
менение коэффициента преломления от среднего значения на гра-
нице звукопровод — измеряемое вещество; аир — углы между
осью преобразователя и направлением распространения волны
в звукопроводе и в измеряемом веществе.
Обычно диаметр пьезоэлементов берут в пределах 5—20 мм,
а их толщину а в зависимости от частоты f по формуле а — ca/2f.
В частотных и времяимпульсных расходомерах выбирают высокую
частоту 5—10 МГц, а иногда даже и 20 МГц, потому что увели-
448
Рис 263. Схемы преобразователей ультразвуковых
расходомеров
чение f способствует повышению точности измерения. В фазовых
расходомерах частота выбирается так, чтобы при Qmax получить
наибольшую разность фаз, которая может быть измерена фазо-
метром. Обычно применяется частота от 50 кГц до 2 МГц. Это
относится к жидкостям. В газовых же средах приходится снижать
частоту до сотен и десятков килогерц из-за трудности создания
в газах интенсивных акустических колебаний, особенно высокой
частоты. В работе [40] рассматривается устройство пьезоэлемен-
тов для газа высокого давления (до 20 МПа) и высокой темпера-
туры (до 200 °C) и даются рекомендации по выбору угла ввода
излучения а в зависимости от диаметра D трубы и средней ско-
рости v газа.
При малых диаметрах труб иногда применяют не дисковые,
а кольцевые излучатели и приемники.
На рис. 263 показаны основные схемы преобразователей уль-
тразвуковых расходомеров. В первых двух схемах (рис. 263, а, б)
применяют кольцевые пьезопреобразователи, создающие не на-
правленное, а сферическое излучение. Первая из этих схем (а)
одноканальная, в которой каждый из двух пьезоэлементов по
очереди излучает и принимает акустические колебания. Вторая
схема (б) двухканальная, средний пьезоэлемент — излучающий,
а два крайних — приемные. Преобразователи сферического из-
лучения применяются лишь в трубах весьма малого диаметра D,
чтобы получить достаточную длину L измерительного участка,
15 П. П. Кремлевский 449
которая при угловом вводе направленного излучения была бы
при малых значениях D очень мала. Получить большую длину L
можно и с дисковыми преобразователями, если излучение направ-
лено вдоль оси трубы (рис. 263, в, г), если имеется многократное
отражение волны от стенки трубы (рис. 263, ж), если применены
отражатели (рис. 263, д) или специальные волноводы (рис. 263, е).
Последние особенно целесообразны при необходимости защиты
пьезопреобразователя от агрессивной среды. Схема по рис. 263, г—
двухканальная, остальные — одноканальные. Значительно чаще
применяются схемы с угловым вводом направленных акустиче-
ских колебаний. На рис.263,дас—к показаны одноканальные, а на
рис. 263, л, м — двухканальные схемы. В большинстве случаев
(рис. 263, ж—и, л, м) трубопроводы снабжаются особыми впади-
нами — карманами, в глубине которых помещены пьезоэлементы.
Полости карманов могут быть свободными (рис. 263, ж, з, л, м)
или же заполнены звукопроводом из металла или органического
стекла (рис. 263, и), В некоторых случаях (рис. 263, к) пьезо-
элементы находятся снаружи трубопровода. Они передают аку-
стические колебания через металлический, а иногда (см. далее
рис. 265) и жидкостный звукопровод стенки трубы и далее изме-
ряемому веществу. Преобразователи по схемам на рис. 263, и, к
работают с преломлением звукового луча. Особая схема преобра-
зователя с многократным отражением показана на рис. 263, ж.
Для увеличения пути звуковой луч движется зигзагообразно, от-
ражаясь от противоположных стенок канала. Такой преобразова-
тель исследован при работе в небольших каналах квадратного и
круглого сечений [52, 55].
Преобразователи со свободными карманами во избежание их
засорения применяют лишь для чистых и неагрессивных сред.
Тем не менее, некоторые фирмы [53] предусматривают подвод
воды для очистки. Другой их недостаток — возможность появле-
ния вихреобразования и влияние на профиль скоростей. Это
влияние уменьшается с уменьшением отношения dK/D, где dK —
внутренний диаметр кармана, а так как обычно dK/d = 1,084-1,12,
то у них и отношение d/D должно быть невелико (обычно d/D =
= 0,14-0,15) [31].
Преобразователи с преломлением (рис. 263, и, к) лишены этих
недостатков. Кроме того, они способствуют снижению ревербера-
ционной погрешности, так как предотвращают попадание на
приемный элемент отраженных колебаний. Но при изменении тем-
пературы, давления и состава измеряемого вещества угол прелом-
ления и скорость звука в материале звукопровода будут из-
меняться.
Важное преимущество преобразователей с внешними пьезо-
элементами (рис. 263, к) — это отсутствие контакта с измеряемым
веществом и ненарушение целостности трубопровода [54 ]. Однако
в нем имеется повышенный уровень паразитных сигналов и помех,
вызванных прохождением акустических колебаний по стенке
450
трубы, и чувствительность его
значительно хуже.
Пример простой конструкции
узла пьезоэлемента преобразователя
расхода газового бензина показан на
рис. 264 [33]. Внутри трубки 3,
укрепленной на сетке 2, проходят
проводники 4, из которых один
соединен с центром дискового пьезо-
элемента 7, а другой с помощью
контактов 6 из фольги — с его
краями. Все это залито эпоксидным
компаундом 5 и защищено фторо-
пластовой оболочкой /. Многолет-
няя заводская эксплуатация под-
твердила надежность работы дан-
ного узла.
Более сложным является ус-
тройство узла преобразователя с
жидкостным звукопроводом, распо-
ложенным снаружи трубопровода.
Преобразователь, показанный на рис. 265, предназначен для
труб, имеющих диаметр 150 мм, и служит для измерения рас-
ходов жидкости в пределах 20—200 м3/ч при давлении 0,6 МПа.
Преобразователь применен в расходомере РУЗ-714 [5]. Внутри
изоляционной втулки 9 находится дисковый пьезоэлемент 5
диаметром 20 мм, который токоподводящей пружиной 11 и метал-
лическим стаканом 10 прижимается к мембране 4 из оргстекла.
Мембрана с помощью гайки 8 укрепляется на кольцевом выступе
внутри корпуса 2, штифт 6 предотвращает ее поворот. Далее
акустические колебания передаются через компрессорное масло
и стенку трубопровода измеряемому веществу. Масло залито
в полость 3, образованную корпусом 2 и плоской площадкой 1,
вышлифованной в стенке трубопровода.
В верхней части, в корпусе 12 с уплотнительным кольцом 13,
находятся изоляционная втулка 16 и каркас 18 с обмоткой 17
согласующего трансформатора. Один из выводов обмотки через
контактный штырек 15 электрически связан через пружину 11
и стакан 10 с верхней плоскостью пьезоэлемента. Другой вывод
обмотки припаян к пружинной шайбе 14, которая через корпуса
12 и 2 передает напряжение шайбе 7 из латунной фольги, прижа-
той к нижней плоскости пьезоэлемента. Угол излучения около
22°. Угол прохода через стенку трубы из коррозионно-стойкой
стали ₽! — 30°.
Пример применения пьезоэлементов кольцевой формы для труб
малого (менее 10 мм) диаметра (соответствующий схеме на
рис. 263, б) показан на рис. 266. На нем приведены лишь две
части измерительного участка трубопровода 2, соединенного на-
15*
451
Рис 265 Преобразователь расходомера РУЗ-714 с жидкост-
ным звукопроводом
Рис. 266. Преобразователь с кольцевыми пьезоэлемеитами для
труб малого диаметра
кидными гайками 4 и снабженного штуцерами 1. Кольцевые пьезо-
элементы 7, к которым напряжение подается через контактные
кольца 6, приклеены к трубе эпоксидной смолой. С обеих сторон
каждого пьезоэлемента труба покрыта эпоксидной смолой с на-
полнителем 3 Это способствует ослаблению паразитных акустиче-
ских колебаний, идущих по стенке трубы. Этой же цели служат
фторопластовые прокладки 5 и резкие изменения сечений стенки
в местах соединений Конструкция рассчитана на давление до
50 МПа* [18].
22.6. Фазовые ультразвуковые расходомеры
Фазовыми называются ультразвуковые расходомеры,
основанные на зависимости фазовых сдвигов ультразвуковых ко-
лебаний Дф, возникающих на приемных пьезоэлементах, от раз-
ности времен Дт прохождения этими колебаниями одного и того же
расстояния L по потоку движущейся жидкости или газа и против
него Действительно, при условии, что начальные фазы обоих
колебаний, имеющих период Т и частоту f, совершенно одинаковы,
получим
Дф = 2п Дт/Т = 2л/ Дт. (234)
Подставляя отсюда значение Дт в уравнение (230), получим
зависимость между Дф и средней скоростью потока vL по длине L
ддя угловых преобразователей
Дф = 2L<o cos aVb/c1,
где to = 2nf — круговая частота колебаний.
Для преобразователей с осевым направлением излучения
а = 0 и Дф = 2L(HVlIc2.
При отсутствии карманов, заполненных измеряемым веще-
ством, L = D/sin а и vL = vD. Тогда получим
Дф = 2D <ssvDli? tg а (235)
Для осевых преобразователей при а = 0 эта формула не
имеет смысла.
Было предложено и реализовано много схем одно- и двух-
канальных фазовых расходомеров. В одноканальных расходо-
мерах большим разнообразием отличаются схемы переключения
пьезоэлементов с излучения на прием, в частности, схемы с одно-
временной посылкой коротких ультразвуковых пакетов и одно-
временным переключением пьезоэлементов с излучения на прием
Подобная схема применена [9 ] в одноканальном расходомере
УЗР-2, разработанном во ВНИКИцветметавтоматике для изме-
рения расхода суспензии полиэтилена в бензине в трубе диа-
метром 150 мм, Qmax = 180 м3/ч, частота колебаний 1 МГц Угол
излучения 22°. Приведенная погрешность ±2 %. Пьезоэлементы
расположены снаружи трубы (см рис 263, к). Электронная схема
расходомера включает в себя коммутирующее устройство; за-
453
дающий генератор; два генератора амплитудно-модулированных
колебаний, поступающих на пьезоэлементы; устройство регули-
ровки фазы, состоящее из усилителя ограничителя, усилителя
мощности, реверсивного двигателя, фазовращателя и фазорас-
щепителя; измерительный фазометр и фазометр синхронизации,
из которых каждый состоит из катодного повторителя, селектор-
ных усилителей, фазового детектора и схемы автоматической
регулировки усиления.
В расходомере УЗР-Т4, разработанном для контроля нефти
и нефтепродуктов, переключение пьезоэлементов с излучения на
прием производится с помощью мультивибратора, управляющего
модуляторами задающего генератора. Особый генератор создает
синусоидальное напряжение низкой частоты, из которого в триг-
герном устройстве образуются прямоугольные импульсы. Задний
фронт этих импульсов служит для включения мультиви-
братора.
В схеме расходомера, разработанного Швайгером [63], уль-
тразвуковые колебания частотой 2,1 МГц в течение 500 мкс рас-
пространяются навстречу друг другу со сдвигом фазы на 180°,
после чего мультивибратор переключает пьезоэлементы с режима
излучения на режим приема. В другом зарубежном расходомере
переключение производится особым генератором, создающим
сигналы двух форм. Один из сигналов включает генератор, воз-
буждающий колебания пьезоэлементов, второй сигнал переклю-
чает пьезоэлементы на прием. Принятые колебания после усиле-
ния преобразуются в импульсы прямоугольной формы. После
прохода через детектор сдвига фаз ширина импульсов на выходе
пропорциональна этому сдвигу. На выходе после выпрямления
имеем напряжение постоянного тока, пропорциональное расходу.
Частота колебаний 4,2 МГц, частота переключения пьезоэлемен-
тов 4,35 кГц. Угол наклона пьезоэлементов 30°. Диаметр трубы
100 мм.
Ввиду сложности большинства схем переключения пьезоэле-
ментов с излучения на прием созданы фазовые одноканальные
расходомеры, не требующие переключения [43, 56]. В таких
расходомерах оба пьезоэлемента непрерывно излучают ультразву-
ковые колебания двух разных, но весьма близких частот, например
6 МГц и 6,01 МГц.
Более простые электронные схемы имеют даухканальные фа-
зовые расходомеры. На рис. 267 показана схема прибора типа
УЗР-1, предназначенного для измерения расхода жидкостей
в трубах, имеющих D, равный 100 и 200 мм, и рассчитанного на
Qmax, равный 30; 50; 100; 200 и 300 м3/ч [11]. Частота 1 МГц,
максимальная разность фаз (2—2,1) рад. Погрешность расходо-
мера ±2,5 %. Генератор Г с помощью согласующих трансформа-
торов связан с пьезоэлементами И1 и И2. Ультразвуковые коле-
бания, излучаемые последними, проходят через жидкостные вол-
новоды 1, мембраны 3, герметично вмонтированные в стеики тру-
454
бопровода, проходят через измеря-
емую жидкость 2 и затем через
мембраны 5 и жидкостные волно-
воды 6 поступают на приемные
пьезоэлементы П1 и П2. Последние
на выходе соединены с фазометриче-
ской схемой в составе фазорегуля-
тора ФВ; двух одинаковых усилите-
лей У1 и У2, управляемых узлами
автоматической регулировки АРУ1
и АРУ2; фазового детектора ФД
и измерительного прибора (потен-
циометра) РП. Фазорегулятор ФВ
предназначен для регулировки на-
чальной точки фазового детектора
и корректировки нуля. Приведенная
погрешность расходомера ±2,5 %.
Во ВНИКИцветметавтоматика по-
Рис. 267. Схема фазового уль
тразвунового расходомера УЗР-1
мимо УЗР-1 были разработаны
двухканальные фазовые расходомеры РУ3-282, РУЗ-282М и
РУЗ-714. Первые два предназначены для измерения расхода че-
тыреххлористого титана при температуре 100 °C и давлении
0,3 МПа, а третий — для алюминатных растворов тоже при тем-
пературе 100° и давлении 0,6 МПа.
Фазовые расходомеры были раньше самыми распространен-
ными среди ультразвуковых, но в настоящее время преимуще-
ственное применение имеют частотные расходомеры, с помощью
которых можно получить более высокую точность измерения.
22.7. Частотные ультразвуковые расходомеры
Частотными называются ультразвуковые расходо-
меры, основанные на зависимости разности частот повторения
коротких импульсов или пакетов ультразвуковых колебаний
от разности времен Дт прохождения этими колебаниями одного
и того же расстояния L по потоку движущейся жидкости или газа
и против него.
В зависимости от того, измеряются ли разности частот паке-
тов ультразвуковых колебаний или коротких импульсов, про-
ходящих через жидкость или газ, расходомеры называются ча-
стотно-пакетными или частотно-импульсными. Принципиальная
схема последнего [50 ] с двумя акустическими каналами показана
иа рис. 268. Генератор Г создает колебания высокой частоты
(10 МГц), которые после прохода через модуляторы М.1 и М2 по-
ступают к пьезоэлементам И1 и И2. Время Ту прохода акустиче-
ских колебаний между пьезоэлементами И1 и П1 равно L/(c ±
± о cos а), а время Т2 прохода между пьезоэлементами И2 и П2
равно L/(c — v cos а). Как только первые электрические колеба-
455
а)
ния, создаваемые пьезоэлементами П1 и /72, пройдя через усили-
тели У1 и У2 и детекторы Д1 и Д2, достигнут модуляторов Ml
и М2, последние, работающие в триггерном режиме, запирают
проход колебаний от генератора Г к пьезоэлементам И1 и И2.
Модуляторы открываются вновь, когда последние колебания до-
стигнут их. Поэтому между пьезоэлементами И1 и П1 будут про-
ходить пакеты акустических колебаний с периодом следования
27\, а между пьезоэлементами И2 и /72 — с периодом следования
2Т2. Частота следования первых пакетов = 1/27\, а вторых
f2 = \/2Т2. Прибор, подключенный к смесительному каскаду СМ,
будет измерять разность частот
h-f2= 1/27\ - \/2Т2.
Если учесть время прохождения акустических колебаний через
мембраны пьезоэлементов толщиною /м и звукопроводы толщи-
ною /3, а также время /э прохождения сигнала через электриче-
скую схему, то
Л = L/(c + vcosa) + 2/м/см + 2/3/с3 + /3;
Т2 = L/(c — v cos а) + 2/м/см + 2/3/с3 + ta,
где см и с3 — скорости звука в материалах мембраны и звуко-
провода соответственно.
Очевидно,
fi — ft = vL cos a (L -|- 2/мс/см + 2/3c/c3 + /эс)"2, (236)
где L = D/sin a 21; I — длина свободных угловых карманов.
Если / = 0; /м = О, /3 = 0 и /3 = 0, то получим
fi — f2 = vD sin a/2D. (237)
Учитывая незначительность I, и /3 по сравнению с L, а также
очень малое значение /э, можно говорить о практической незави-
456
симости показаний расходомера от изменения с, см и с3. Высокая
рабочая частота необходима для получения крутых фронтов аку-
стических колебаний, определяющих точность работы схемы.
В одном из первых частотно-пакетных расходомеров [50],
предназначенных для трубы диаметром 100 мм, была принята
частота, равная 10 МГц, при этом порядок частот ft и f2 равен
5000 Гц, а их разность при Qmax составляет 50 Гц. Относительная
погрешность ±2 % от предела шкалы.
В частотно-импульсных расходомерах генератор вырабатывает
не непрерывные колебания, а короткие импульсы. Последние
поступают к излучающим пьезоэлементам с интервалами, рав-
ными времени прохождения ультразвука по и против скорости
потока. У них частоты f± и /2 в два раза больше, чем у частотно-
пакетных расходомеров.
Незначительная разность f± — f2 у частотных расходомеров —
существенный недостаток, затрудняющий точное измерение
fi—fz- Поэтому предложено несколько способов увеличения
fi — fz< реализованных в частотных расходомерах, построенных
в большинстве случаев по одноканальной схеме. К числу этих
способов относится выделение из частот f± и f2 п гармоники и из-
мерение разностной частоты п (Д — /2), а также умножение раз-
ности (Д — f2) в k раз перед поступлением в измерительное уст-
ройство. Способы умножения разностной частоты могут быть раз-
личны. На рис. 269 приведена схема [26], в которой измеряется
разность частот двух управляемых генераторов, периоды которых
с помощью автоматической подстройки частоты устанавливаются
в k раз меньшими времени распространения ультразвуковых
колебаний в направлении скорости потока и против нее. Преобра-
зователь расхода одноканальный имеет пьезоэлементы 1 и 2,
к которым поочередно поступают импульсы: к первому от гене-
ратора 4 с периодом повторения 7\, а ко второму от генератора 8
с периодом повторения Т2. Время прохождения акустических
импульсов в трубопроводе по потоку тх и против него т2 в k раз
больше периодов Тг и Т2 соответственно. Поэтому в потоке одно-
временно будет находиться /С им- _________
пульсов. При посылке акусти-
ческих импульсов по потоку ком-
мутатор 5 одновременно подклю-
чает пьезоэлемент 1 к генерато-
ру 4, а пьезоэлемент 2 к усилителю
приемных сигналов 6. При об-
ратной посылке импульсов генера-
тор 8 подключается к пьезоэле-
менту 2, а усилитель 6 к пьезо-
элементу 1. С выхода усилите-
ля 6 импульсы поступают на вход
дискриминатора времени 10, на ко-
торый одновременно через ком-
Рис. 269. Схема одноканального ча-
стотного расходомера
457
мутатор 9 поступают импульсы от генератора 4 или 8, создающие
опорное напряжение на дискриминаторе. Напряжение на выходе
дискриминатора равно нулю, если импульсы от усилителя 6
поступают одновременно с импульсами от генераторов, что будет,
если тх = kTх и т2 = kT2. В противном случае нд выходе дискри-
минатора возникнет напряжение, полярность которого зависит
от того, опережают ли или отстают от опорных импульсы от уси-
лителя 6. Это напряжение через коммутатор 11 подается через уси-
лители к реверсивным двигателям 3 или 7, которые изменяют ча-
стоту импульсов генераторов 4 и 8 до тех пор, пока напряжение
на выходе дискриминатора станет равным нулю. Разность частот
импульсов Fx — F2, вырабатываемых генераторами 4 и 8, изме-
ряется частотомером 12. Очевидно, Fr—^2 = (fi—/г)> гДе
fl = 1/Т1; ft = fl = 1/Л = k/ъ; ft = l/ft - 6/т2- С уве-
личением k возрастает измеряемая частота Fr — F2, но k должно
удовлетворять неравенству k cmln/2 (cmax—cmln). Последнее
требует, чтобы значение k оставалось постоянным при возмож-
ном изменении скорости ультразвука от минимального cmln до
максимального стах его значения. При определении fx и /2 необ-
ходимо, чтобы тх и т2 учитывали также и время прохождения
акустических колебаний в мембране и звукопроводе, а также время
тэ задержки в электрической схеме. В моменты изменения рас-
хода время тэ возрастает за счет времени, необходимого для
включения двигателей и изменения 7\ и Т2 до требуемых значений.
Расходомеры, аналогичные рассмотренному, иногда называют
частотно-временными.
Другой путь умножения разностной частоты /\ — f2 состоит
в измерении разности частот Fj — F2 двух генераторов высокой
частоты, из которых у одного период Тх колебаний пропорциона-
лен времени тх прохода акустических колебаний по направлению
потока, а у другого Т2 — пропорционален времени т2 прохода
акустических колебаний против потока [481. После прохода через
делительное устройство через каждые 6 мс посылаю’гся два им-
пульса, разделенные временем тх или т2. Первый импульс проходит
по потоку (или против него) и после усиления поступает на схему
сравнения, куда подается также второй импульс без прохода,
через акустический тракт. Если эти два импульса поступают не
одновременно, то включается устройство, регулирующее частоту
одного Ft или другого F2 генератора, пока на схему сравнения не
будут приходить оба импульса одновременно. А это будет тогда,
когда период этих импульсов будет равен tx или т2. Аналогичные
схемы приведены также в работах [61, 68 J. Погрешность измере-
ния расхода не превышает ±1 %.
В работе [35] описан одноканальный частотно-импульсный
расходомер, особенность которого состоит во включении в схему
электрической задержки всех принятых, а также отраженных
сигналов на время t3. Это сдвигает моменты прихода рабочих
импульсов по отношению к времени прихода паразитных отражен-
458
ных импульсов и устраняет погрешность от асимметрии фронтов
наложения отраженных сигналов на рабочие. Для увеличения
срока службы расходомера в нем имеется второй запасной аку-
стический канал.
В рассмотренных одноканальных частотно-импульсных рас-
ходомерах имеется поочередная коммутация импульсов, направ-
ляемых по потоку и против него. Это требует точного измерения
и запоминания частот автоциркуляции импульсов по потоку
и против него f2 с последующим измерением разности —f2.
Кроме того, неодновременное зондирование по потоку и против
него может дать погрешность из-за изменения гидродинамических
свойств потока. Этих недостатков лишен одноканальный расходо-
мер УЗРФ2-150, в котором одновременно циркулируют импульсы
по потоку и против него [32]. Для исключения момента совпадения
излучения и приема ультразвуковых импульсов пьезоэлементом
производится поочередно относительный сдвиг — задержка — во
времени каждой последовательности импульсов. Частота этих
задержек пропорциональна скорости потока. При этом исклю-
чаются погрешности, присущие способам выделения сигнала раз-
ностной частоты, основанным на подстройке частот генераторов,
не реверсивном счете импульсов и др. Кроме того, в расходомере
предусмотрено автоматическое возобновление его действия при
нарушении работы схемы вследствие возникновения акустической
непрозрачности вещества в трубе (появление газовой фазы, пол-
ный или частичный уход жидкости). Приведенная погрешность
расходомера не превышает +0,5%. Расходомер УЗРФ2-150
показал свою хорошую работоспособность в длительной заводской
эксплуатации [33].
Высокая точность измерения достигнута также в одноканаль-
ном частотно-пакетном расходомере [34], где автоматическая
подстройка частоты управляемых генераторов осуществляется
ие в одной, а в двух ступенях элемента сравнения опорного сиг-
нала с сигналами, поступающими от пьезоэлектрических преоб-
разователей. Первая ступень — временной дискриминатор — про-
изводит грубую, а вторая — фазовый детектор — более точную
подстройку частоты. Приведенная погрешность расходомера
±0,2 %; Qmax = 40 м3/ч; AFmax = 2875 Гц.
В работе [018] приведена схема одноканального частотно-
импульсного расходомера с одновременной циркуляцией импуль-
сов в обоих направлениях. В приборе измеряется разность частот
двух генераторов AF, которая с помощью двух делителей частоты
и системы автоподстройки частоты становится в 100 раз больше
разности частот Л/ акустических импульсов, циркулирующих
в потоке. Такой метод измерения назван автором кратно-частот-
ным [27]. На основе этой схемы, обеспечивающей высокую точ-
ность измерения расхода, начато изготовление расходомеров
типа «Акустрон». Сведения по анализу и разработке других схем
частотно-импульсных расходомеров даны в работе [21].
22.8. Времяимпульсиые ультразвуковые
расходомеры
Времяимпульсными называются ультразвуковые рас-
ходомеры, в которых измеряется разность времен Ат перемещения
коротких импульсов по направлению потока и против него на
длине пути L. Эта разность Дт связана со средней скоростью vL
уравнением Дт = 2Lvl cos а/с2. Если L = D/sin а, то Дт =
= 2Dvd ctg а/с2. Для осевых преобразователей а = 0 и Дт =
= 2Lv/c2.
Значение Дт очень мало: 1СГ6—10-7 с, а погрешность изме-
рения должна быть не более 10-8—1О-10 с. Времяимпульсиые рас-
ходомеры в большинстве случаев одноканальные и работают на
очень коротких импульсах длительностью 0,1—0,2 мкс, по-
сылаемых навстречу друг другу поочередно или одновременно
с частотой, например 0,5 кГц.
На рис. 270, а приведена упрощенная схема одного времяим-
пульсного расходомера [46]. Генератор Г создает импульсы,
имеющие амплитуду 700 В, длительность 0,2 мкс и частоту сле-
дования 800 Гц, которые с помощью вибраторов В1 и В2, рабо-
тающих с частотою 400 Гц, подаются поочередно к пьезоэлементам
П1 и П2. Последние посылают в жидкость быстро затухающие
ультразвуковые импульсы (рис. 270, в и г), а вибраторы В1 и
В2 включают зарядные устройства ЗУ1 или ЗУ2. От генератора Г
одновременно поступает импульс к пьезоэлементу П1 и импульс
к триггеру ЗУ2, устанавливая его в активное состояние проводи-
мости. При этом включается устройство С2, вырабатывающее пи-
лообразное напряжение в течение времени тт прохождения ультра-
звука через измеряемое вещество. Максимальное значение U
этого напряжения пропорционально тх. В момент прихода уль-
тразвукового импульса к пьезоэлементу П2 устройство С2 от-
ключается. Таким же образом за время т2 прохода ультразвуко-
вого импульса против потока от П2 к П1 устройство' С1 выраба-
тывает напряжение U2, пропорциональное т2. Разность иапряже
Рис. 270. Схема одиоканального времяимпульсного расходомера: а — схема
расходомера; б — работа вибраторов; в, г — импульсы, воспринимаемые и излу-
чаемые пьезоэлементами П1 и П2 соответственно; две — работа устройств С1
и С2, вырабатывающих напряжение
460
ний U2 — Ur измеряется устройством ИУ. Такой цикл повторяется
400 раз в секунду.
В работе [46] сообщается о расходомере, в котором для по-
вышения точности частота исходных колебаний равна 20 МГц,
а измерение Ат производится между острыми начальными кон-
цами принятых импульсов. При этом погрешность Ат снижается
до 10-8—10"9 с, а общая погрешность измерения расхода равна
±0,5 %.
В одном отечественном времяимпульсном расходомере [10]
для повышения динамических характеристик и устранения воз-
можности появления погрешности от асимметрии на оба пьезо-
элемента одновременно подаются короткие импульсы, возбуждаю-
щие ультразвуковые колебания, движущиеся навстречу друг
другу. После достижения ими противоположных пьезоэлементов
в последних образуются электрические импульсы, которые вместе
с импульсами от генератора проходят через усилители и форми-
рователи, после чего поступают в устройство, вырабатывающее
напряжение, пропорциональное Ат.
22.9. Ультразвуковые расходомеры
с коррекцией на скорость звука
и плотность измеряемого вещества
Рассмотренные ранее ультразвуковые расходомеры
служат для измерения объемного расхода. Для измерения мас-
сового расхода надо иметь отдельный дополнительный пьезо-
элемент, возбуждаемый на резонансной частоте, который посы-
лает акустические колебания в измеряемое вещество. Напряже-
ние, снимаемое с него, пропорционально удельному акустиче-
скому сопротивлению вещества рс, если последнее много меньше
сопротивления генератора. Умножая электрический сигнал Ар,
создаваемый этим пьезоэлементом, на сигнал Ао, пропорциональ-
ный объемному расходу, получим на выходе сигнал, пропорцио-
нальный массовому расходу. Подобное устройство, примененное
в расходомере с акустическими колебаниями, перпендикулярными
к движению потока, приведено далее на рис. 274.
Для устранения погрешности от изменения скорости ультра-
звука с в измеряемом веществе в фазовых и времяимпульсных
расходомерах применяют особые схемы коррекции. Для этой цели
устанавливается дополнительная пара пьезоэлементов на противо-
положных концах диаметра трубопровода. Время /с прохождения
акустических колебаний между ними обратно пропорционально
скорости с. Соответствующий корректирующий измерительный
сигнал Ас пропорционален с-1. Он возводится в квадрат и на него
делится основной сигнал А расходомера, пропорциональный
v/c2. Очевидно, результирующий сигнал A/Al будет пропорцио-
нален скорости о и не будет зависеть от скорости ультразвука с.
На рис. 271 дана схема подобного одноканального фазового рас-
461
ходомера. Программное устройство ПУ обеспечивает поочередную
подачу от генератора Г электрических колебаний частотой 1/3 МГц
к пьезоэлементам П1 и П2 через коммутатор К- Принятые коле-
бания от этих пьезоэлементов поступают через коммутатор /С,
приемное устройство П и преобразователь частоты 42, снижающий
частоту до 1/3 кГц, в измеритель ИФ сдвига фазы между ними и
исходными колебаниями, поступающими от генератора Г через
преобразователь частоты 42. Устройство И измеряет разность
сдвига фаз, пропорциональную разности времен т2 — прохо-
ждения ультразвука по потоку и против него тг, и вырабаты-
вает сигнал А, пропорциональный о/с3.
Пьезоэлементы ПЗ и П4 имеют свой генератор-усилитель ГУ
и вырабатывают сигнал Ас, пропорциональный времени прохо-
ждения ультразвука между ними и, следовательно, пропорцио-
нальный с"1. В устройстве Ик происходит деление сигнала А на
квадрат сигнала Ас, и в измерительный прибор ИП поступает
сигнал, пропорциональный скорости
строен прибор [38 ] для измерения
расхода нефти Qmax — 1200 м3/ч
при вязкости 2-10"®—2-10-6 м2/с
и температуре 10 °C. Его относи-
тельная погрешность 1 %.
Имеются схемы с компенсацией
влияния скорости ультразвука для
времяимпульсиых расходомеров
[29].
Показания частотных расходо-
меров не зависят от значения с
v По данной схеме был по-
Рис. 271. Схема фазового одноканального расходомера с коррекцией на ско-
рость звука
Рис. 272 Схема частотио-пакетного массового расходомера (nl—пЗ, И1, И2 —
пьезоэлементы, У1, У2— усилители; Д1, Д2 — дефекторы, Ml, М2 — модуля-
торы; Г — генератор)
462
и поэтому здесь не требуется коррекции на скорость ультра-
звука Но если частотный расходомер измеряет массовый расход,
то необходим пьезоэлемент, работающий на резонансной частоте.
С его помощью образуется сигнал Ар, пропорциональный рс,
из которого надо исключить множитель с. Для этого в схему вво-
дят блок сложения частот Ft + F2 повторения импульсов или па-
кетов акустических колебаний по потоку Fx и против него F2,
имея в виду, что сумма Ft + F2 пропорциональна с Деля сиг-
нал Ар на сигнал Ао и умножая его затем на основной сигнал А
разности частот Fx — F2, пропорциональный о, получим на вы-
ходе схемы сигнал ААР/ДС> пропорциональный пр, т. е. массовому
расходу. Схема такого частотно-пакетного расходомера показана
на рис. 272.
В работе [62 J рассматривается частотный одноканальный
расходомер с пьезоэлементами, расположенными снаружи трубы,
имеющий два дополнительных пьезоэлемента. Один из них служит
для определения скорости ультразвука в жидкости, текущей
в трубе, а другой — для определения толщины стенки трубы путем
измерения времени прохождения прямого и отраженного от вну-
тренней поверхности стенки трубы акустического импульса. В рас-
ходомере имеется микропроцессорное устройство для обработки
поступающих сигналов.
22.10. Ультразвуковые расходомеры
с колебаниями, перпендикулярными
к движению потока
Данные ультразвуковые расходомеры существенно
отличаются от ранее рассмотренных тем, что здесь отсутствуют
акустические колебания, направляемые по потоку и против него.
Вместо этого ультразвуковой луч направляется перпендикулярно
к движению потока и измеряется степень отклонения луча от
перпендикулярного направления, зависящая от скорости v из-
меряемого вещества. Излучает акустические колебания лишь
один пьезоэлемент. Воспринимаются эти колебания одним или
двумя пьезоэлементами. Угол отклонения 0 колебаний от пер-
пендикулярного направления определяется уравнением tg 0 =
— x/D — v/c, где х — линейное отклонение у приемных пьезоэле-
ментов; D — диаметр трубы. Следовательно, х = vD/c, откуда
вытекает, что линейное отклонение х прямо пропорционально
скорости V. При одном приемном элементе (рис 273, а) количество
акустической энергии, поступающей на него, будет уменьшаться
с ростом скорости о, и выходной сигнал усилителя будет падать.
В одной работе указывается, что сигнал становится равным
нулю при v = 15 м/с (диаметр пьезоэлементов 20 мм, частота
10 МГц). При двух приемных пьезоэлементах 3 и 5 (рис. 273, б),
расположенных симметрично относительно излучателя 2, выход-
ной сигнал дифференциального усилителя 4 возрастает с ростом
463
Рис. 273. Схема расходо-
мера с излучением, пер-
пендикулярным к оси тру-
бы* а — с одним прием-
ным пьезоэлементом; б —
с двумя приемными пьезо-
элемеитами;
1 — генератор, 2 — излучаю-
щий пьезоэлемент, 3, 5 —
приемные пьезоэлементы;
4 — усилитель
скорости V. При скорости о = 0 здесь выходной сигнал равен нулю
благодаря равенству акустической энергии, поступающей на
пьезоэлементы 3 и 5, включенные навстречу друг другу. Рассма-
триваемые расходомеры просты по устройству. Схема с дифферен-
циальным включением пьезоэлементов лучше. Она улучшает
стабильность показаний, нарушаемую в схеме с одним приемным
пьезоэлементом, изменением коэффициента поглощения под влия-
нием случайных причин. Тем не менее, точность измерения рас-
хода ограничена малой чувствительностью самого метода. Так,
при D = 100 мм, о = 3 м/с и с = 1500 м/с получим х — 0,2 мм.
В связи с этим предложены расходомеры с многочисленным
отражением акустических колебаний от стенок трубы. Коле-
бания направляются не перпендикулярно к оси трубы, а об-
разуют небольшой угол с ним (рис. 274). Путь ультразвукового
луча при о = 0 изображен сплошной линией. В этом случае оба
приемных пьезоэлемента получают одинаковое количество аку-
стической энергии, и сигнал на выходе дифференциального уси-
лителя УД отсутствует. Путь луча при появлении скорости о
показан штриховой линией. Чем больше и, тем большее количество
энергии получает левый приемный пьезоэлемеит по сравнению
с правым и тем больший сигнал будет на выходе усилителя УД.
Рис. 274. Схема расходомера с многократным отражением
464
Вспомогательный пьезоэлемент, возбуждаемый на резонансной
частоте, дает сигнал, пропорциональный акустическому сопротив-
лению измеряемого вещества рс. Этот сигнал через схему и детек-
тор коррекции ДД" поступает в вычислительное^устройство ВУ.
Здесь он умножается на основной сигнал, пропорциональный о/с,
поступающий из усилителя УД через детектор Д. Результирующий
сигнал, пропорциональный ор, т. е. массовому расходу, измеряется
прибором ИП. Чувствительность такого расходомера достаточно
высокая, но его показания зависят от состояния (коррозии и за-
грязнения) отражающих поверхностей трубы.
22.11. Ультразвуковые расходомеры
особого назначения
Ультразвуковой метод находит применение не только
для измерения расходов жидкости и газов, движущихся в трубо-
проводах, но также для измерения скоростей и расходов этих
веществ в открытых каналах и реках, в шахтных выработках и
метеорологических установках. Кроме того, имеются разработки
переносных расходомеров, предназначенных для установки сна-
ружи трубопровода.
Переносные преобразователи расхода. На основании 6
(рис. 275) укреплены две обоймы 1 и 2 из оргстекла, уменьшаю-
щего паразитные внутренние отражения. В каждой обойме уста-
новлены два пьезоэлемента 3 и 4 (схема двухканальная) из кера-
мики ЦТС-19 под углом 45° к оси трубы, работающие на частоте
2,5 МГц. Пружины 5 прижимают обе камеры к трубопроводу,
причем нижняя может перемещаться вдоль оси последнего по на-
правляющей 7 с помощью ходового винта 8. Переносной преоб-
разователь предназначен для измерения расходов жидкости от 1
до 150 л/мин в трубах малого диаметра (6—25 мм). Расходомер
работает по фазовой схеме. Принятые сигналы при напряжении
генератора 10 В, равны 50—60 мВ при стальной трубе и 130—
150 мВ при трубе из алюминиевого сплава. Напряжение помех
Рис. 275. Переносной ультразвуковой преобразователь
расхода
465
при стальной трубе не более 1,5 мВ, а при алюминиевой — не
более 5 мВ [12].
Расходомеры для открытых каналов и рек. С помощью пьезо-
элементов, укрепленных на стержнях и устанавливаемых у про-
тивоположных боковых стенок канала, можно измерять средние
скорости на любой глубине канала и по ним вычислять объемный
расход. В работе [65], где был применен одноканальный частот-
ный метод, была достигнута высокая точность измерения в от-
крытом канале. Приведенная погрешность была не более ±0,5 %.
Измерение расхода воздуха в шахтах. Имеются опыты приме-
нения ультразвукового метода для измерения расхода воздуха,
подаваемого в шахты [8, 15]. Два пьезоэлемента, установленные
на одной стенке шахтной выработки, направляют акустические
излучения небольшой частоты (16—17 кГц) в противоположные
стороны Приемные пьезоэлементы расположены на другой стенке
на больших (5—6 м) расстояниях от излучателей магнитострик-
ционного типа.
Измерение скорости воздуха в метеорологических установках.
Акустические методы измерения скорости воздуха все шире
внедряются в метеорологическую практику. Разрабатываются
специальные конструкции преобразователей, предназначенные
для применения в метеорологических установках. В одной из них
пьезокерамическое радиально поляризованное кольцо создает
ненаправленное излучение в плоскости, перпендикулярной к оси
симметрии.
22.12. Погрешности расходомеров,
основанных на перемещении
акустических колебаний
Перечислим основные источники погрешностей: не-
правильный учет влияния профиля скорости; изменение скорости
ультразвука в измеряемом веществе; паразитные акустические
сигналы; асимметрия электронно-акустических каналов. Кроме
этих источников, рассматриваемых далее, имеются еще погреш-
ности, вносимые электронной схемой. Он зависит от характера
схемы и должны оцениваться самостоятельно.
Неправильный учет профиля скоростей. Эта погрешность воз-
никает от неравенства средней скорости потока измеряемого ве-
щества средней скорости по пути перемещения акустических
колебаний. Это неравенство учитывают поправочным коэффици-
ентом k, определить точное значение которого затруднительно
(см. ранее п. 4). Кроме того, в пределах шкалы прибора число Re
изменяется, а при десятикратном его увеличении в турбулентной
области коэффициент k возрастает на 1,4 %. В переходной же
области от ламинарного к турбулентному режиму изменение k
еще более значительно. Поэтому, если при градуировке прибора
принято постоянное значение k, соответствующее среднему или
другому значению расхода, то при иных расходах возникает
466
дополнительная погрешность измерения. При деформированных
потоках истинное значение k особенно трудно определить. В этом
случае следует применять преобразователи расхода,'•в которых
акустические колебания направляются по четырем хордам (см.
рис. 260) или же устанавливать сопло или конфузор, выпрям-
ляющие эпюру скоростей.
Изменение скорости ультразвука. Скорость ультразвука с
в жидкостях и газах зависит от плотности последних, которая
изменяется с изменением температуры, давления и состава или
содержания (концентрации) отдельных компонентов. Для жидко-
стей скорость с практически зависит лишь от температуры и со-
держания. Для воды и водных растворов при невысоких темпера-
турах температурный коэффициент b изменения с лежит в преде-
лах (1,04-2,5) 10~3 °C-1. При 74° он достигает максимума, а затем
становится отрицательным. Для большинства органических жидко-
стей b = —(24-5) 10-3 °C-1. Коэффициент изменения с от состава
водных растворов обычно положителен и равен (0,84-1,5) 10~3 г/л.
Изменение скорости имеет существенное значение для фазовых
и времяимпульсных расходомеров, в уравнения измерения кото-
рых входит множитель с2. У них погрешность измерения расхода
от изменения с может легко достичь 2—4 % и более, так как при
изменении скорости на 1 % погрешность возрастает на 2 %. У рас-
ходомеров с излучением, перпендикулярным к оси трубы, погреш-
ность в два раза меньше, так как в формулу измерения входит
множитель с, а не с3. У частотных расходомеров изменение зна-
чения с очень мало сказывается на результатах измерения.
Устранить влияние изменения скорости с на показания фазо-
вых и времяимпульсных расходомеров, а также расходомеров
с излучением, перпендикулярным к оси трубы, можно, применяя
или соответствующие схемы коррекции или же переходы на изме-
рение массового расхода.
В первом случае вводится дополнительный акустический канал,
перпендикулярный к оси трубы. Для фазовых расходомеров со-
ответствующая схема дана на рис. 271. .При измерении массового
расхода вводится дополнительный пьезоэлемент, служащий для
измерения акустического сопротивления среды, пропорциональ-
ного рс (см. рис. 272 и 274).
В преобразователях с преломлением возможна [6] частичная
компенсация влияния с путем подбора материала звукопровода
и угла а его расположения в соответствии с формулой sin а =
= (с3/с) (Ь 4- &з)°'5/2&-0>5, где с3 — скорость звука в материале зву-
копровода; Ь3 и b — температурные коэффициенты скоростей с3
и с. Компенсация происходит потому, что температурное воз-
действие изменения показателя преломления с/с3 на разность
времен Дт в фазовых и времяимпульсных расходомерах противо-
направлено непосредственному воздействию на Ат изменения
скорости с. Но нри значительных изменениях температуры этот
способ малоэффективен из-за нестабильности температурных
467
коэффициентов b и ba. Несколько большие возможности данный
способ имеет при установке пьезоэлементов снаружи т[эубы и при-
менении жидкостных звукопроводов.
Паразитные акустические сигналы. Паразитные акустические
сигналы могут иметь различное происхождение. При расположении
пьезопреобразователей снаружи трубы часть акустической энер-
гии отражается от поверхности раздела труба—жидкость и рас-
пространяется в виде акустических колебаний в стенке трубы.
При этом образуются как продольные, так и поперечные волны.
Последние могут достичь приемного пьезоэлемента раньше аку-
стических колебаний, проходящих через жидкость. Для исклю-
чения этого предлагается помещать пьезоэлементы с разных сто-
рон фланцевого соединения, снабженного неметаллической про-
кладкой. Изменение формы стенки трубы путем создания утол-
щений, выточек или отражателей также может препятствовать
прохождению паразитных сигналов. Ряд рекомендаций по борьбе
с этими сигналами, включающих оптимизацию частоты измери-
тельного сигнала и угла излучения материала активного элемента,
его диаметра и метода сочленения с трубой, подробно рассмотрены
в работе [511.
Другой источник паразитных сигналов — возникновение ре-
верберационной волны в результате отражений ультразвука от
границ жидкости с звукопроводами или пьезоэлементами. Основ-
ное значение имеет первый паразитный сигнал, приходящий на
приемный пьезоэлемент после двукратного отражения сперва
от приемного, а потом от излучающего элемента. Амплитуда Ар
и фаза фр реверберационной волны отличаются от амплитуды А
и фазы <р основной волны. Приемный пьезоэлемент воспринимает
результирующие колебания, имеющие амплитуду Ап и фазу <рп-
В результате возникает сдвиг фазы А<рр = <рп — ф, особенно
неприятный для фазовых расходомеров. Чтобы этот сдвиг был
незначителен (не более 0,5 % от измеряемой разности фаз), сле-
дует иметь Ар 0,01А [6]. В частотных расходомерах ревер-
берационный импульс может исказить фронт основного импульса
и преждевременно включить частотную схему. Для исключения
этого предложено сдвигать рабочие импульсы по отношению к от-
раженным с помощью электронной линии задержки [19]. Кроме
того, для борьбы с боковыми отражениями в трубах малого диа-
метра помогает футеровка внутренней поверхности трубы звуко-
поглощающим материалом (например, фторопластом). Во избе-
жание сильного снижения амплитуды приемного сигнала и для
частотных расходомеров рекомендуется [6] иметь Ар С 0,01 А.
Асимметрия электронно-акустических каналов. В двухлуче-
вых расходомерах неизбежна некоторая асимметрия акустических
каналов, что может вызвать существенную погрешность
измерения разности времен перемещения по направлению потока
и против него. Погрешность Ат складывается из погрешности Атг,
вызванной различием геометрических размеров каналов, и по-
468
грешности Ат0, обусловленной различием в них плотности из-
меряемого вещества. Погрешность Атг = А4/с + 2А/м/см +
4- 2А/3/с3, где L, 1М, 13 — длина акустического пути в измеряемом
веществе, мембранах пьезоэлементов и звукопроводах соответ-
ственно; с, см, св — соответствующие скорости ультразвука. По-
грешность Атс = LAc/c2 + 21№кси1сн + 2/зАсМ где Ас —- изме-
нение скорости ультразвука из-за разности плотностей измеряе-
мого вещества в акустических каналах; Дсм и Лс8 — изменение
скорости ультразвука в мембранах и звукопроводах соответствен-
но из-за разности температур мембран и звукопроводов. С учетом
уравнения (230) получим выражения для относительных погреш-
ностей 6ТГ и 6Т0, в %:
6ТГ = 50с2 (&Llc + 2 &1мс/см + 2 h.l3clc^lLv cos а;
6ТС — 50с2 (L Ас/с2 + 2ZMc Асм/См + 2/3с &c3lcl)lLv cos а.
Даже при весьма малых значениях AL/L и Дс/с погрешности
6ТГ и 6Т0 могут быть большими вследствие очень большого значе-
ния отношения c/v. Так, при AL/L и Ас/с, равных всего 0,01 %,
погрешности 6ТГ и 6Т0 могут достичь 4—5 %.
Погрешность 6ТГ от геометрической асимметрии может быть
компенсирована при нулевом расходе. Но при отклонении скоро-
стей с, см и са от тех значений, при которых эта компенсация
производилась, погрешность 6ТГ вновь возникнет, хотя и в зна-
чительно меньшей степени. Для уменьшения погрешности 6ТС
оба акустических канала располагают возможно ближе друг
к другу. В этом отношении схемы с каналами, расположенными
параллельно (см. рис. 263, л), лучше схем с пересекающимися
акустическими каналами (см. рис. 263, м). Наибольшая по-
грешность 6ТС может возникнуть в схеме с тремя пьезоэлементами
(см. рис. 263, б). При малых диаметрах трубы и низкочастотном,
а следовательно, плохо направленном излучении, когда трудно
применить преобразователь углового типа, приходится применять
особые меры для поддержания равенства температур в обоих
каналах. Так, при измерении небольшого расхода каменноуголь-
ной смолы, содержащей твердые частицы и влагу, частота аку-
стических колебаний была взята равной 0,1 МГц, а преобразова-
тель расхода выполнен по схеме, показанной на рис. 263, г.
Для выравнивания температуры в каналах, удаленных друг от
друга, они просверлены в массивном металлическом блоке, по-
крытом теплоизоляцией.
Несмотря на все перечисленные меры, устранить полностью
погрешность от асимметрии при двухканальных расходомерах
нельзя. Это причина преимущественного применения в настоящее
время одноканальных схем, особенно при необходимости точного
измерения расхода.
Все, что было сказано о погрешностях 6ТГ и 6ТС, относится
не только к времяимпульсным, но также и к фазовым и частот-
469
ным расходомерам, причем в последних вследствие уже упоми-
навшихся паразитных реверберационных сигналов может возник-
нуть погрешность от асимметрии фронтов основных импульсов.
Более подробный анализ влияния асимметрии каналов в частот-
ных расходомерах приведен в работе [19].
22.13. Суммарная погрешность измерения расхода
Для подавляющего большинства ультразвуковых
расходомеров, у которых акустические колебания направляются
в диаметральной плоскости, объемный расход Qo определяется
по уравнению
Qo = nD2kvD/4,
где k = vc/vD — отношение средней скорости vc по сечению
к средней скорости по диаметру vD. Подставляя сюда значение vD
из ранее полученных уравнений и считая L = D/sin а (преобра-
зователи без карманов), найдем:
для фазовых расходомеров
Qo = nDk tg a^Atp/Sto; (238)
для частотных расходомеров (с учетом лишь времени прохож-
дения ультразвука в измеряемом веществе)
Qo = nD3k\fl4. sin 2а; (239)
для времяимпульсных расходомеров
Qo = nDk tg а^А^/в. (240)
Ограничиваясь последним уравнением, получим исходя из
него, выражение для средней квадратической погрешности изме-
рения расхода [30]
aQ0 = + 4oa/sin2 a + al + 4ст2 4- -f- al + al)0,5.
В это уравнение помимо среднеквадратических погрешностей
(диаметра трубы aD, угла измерения аа, коэффициента аА, ско-
рости ультразвука ас и измеряемого интервала времени ад< вве-
дены еще дополнительно среднеквадратические погрешности от
паразитных сигналов оп и от асимметрии каналов аа.
Если расходомер градуируется с помощью образцовой уста-
новки, то aD и aa зависят лишь от возможного изменения D
и а при изменении температуры t и давления р измеряемого ве-
щества. В работе [301 при не очень больших изменениях t и р
указаны значения aD 0,01 % и aa 0,005 %. В случае без-
жидкостной градуировки прибора при тщательном измерении D
и а значения aD = 0,05-5-0,1 % и aa = 0,02-5-0,1 %.
Если при градуировке принимается постоянное значение ко-
эффициента k, соответствующее среднему расходу, то при десяти-
кратном диапазоне изменения расхода ак — дк = 0,7/2 — 0,35 %.
470
Погрешность от нестабильности ультразвука ос зависит
от изменения температуры, состава и давления измеряемого ве-
щества и может быть оценена в среднем значением 0,5—1,0 %.
Погрешность oxt измерения интервала времени зависит от изме-
рительной схемы расходомера. В среднем аА1 — 0,14-0,15 % .
Погрешность ап зависит от передачи акустического импульса
по стенке трубы и от реверберации ультразвука. Первый источник
может быть устранен путем конструктивных мер, а влияние вто-
рого может быть снижено согласно [301 до ап = 0,01 %.
Погрешность сга от асимметрии отсутствует в одноканальных
преобразователях.
Из приведенного анализа следует, что основными составляю-
щими погрешности будут щ и стс, особенно последняя. В ча-
стотных расходомерах ас практически отсутствует, что и объяс-
няет более высокую точность этих расходомеров. Точность фазо-
вых и времяимпульсных расходомеров можно существенно повы-
сить путем введения в схему узла измерения скорости ультра-
звука в измеряемом веществе. Их предельная погрешность обычно
равна 0,5—1 %.
22.14. Допплеровские ультразвуковые
расходомеры
Рассматриваемые расходомеры основаны на измере-
нии, зависящем от расхода допплеровской разности частот Д — /2,
возникающей при отражении акустических колебаний неоднород-
ностями потока. Разность Д — /2 зависит от скорости v частицы,
отражающей акустические колебания и скорости с распростране-
ния этих колебаний в соответствии с уравнением
fi — f2 — h (cos a' — cos a") v/c,
(241)
где /i и /2 — исходная и отраженная частоты акустических коле-
баний соответственно; а' — угол между вектором скорости v
частицы отражателя и направлением исходного луча; а" — угол
между тем же вектором v и направлением луча отраженного. При
симметричном расположении излучающего и приемного пьезоэле-
ментов (рис. 276) относительно скорости v или, что то же, оси
трубы углы а' и а" равны друг другу. Тогда из преды-
дущего уравнения получим
fi — ft ~ %fi cos a' v/c.
(242)
Таким образом, изме-
ряемая разность частот мо-
жет служить для измерения
скорости v частицы отража-
теля, т. е. для измерения
Рис. 276. Схема допплеровского преобра-
зователя расхода:
lt 2 — излучающий и приемный пьезоэлементы
471
Рнс. 277. Схема допплеровского расходомера в трубе малого диаметра’
/, 2 — излучающий и приемный пьезоэлементы; 3 — генератор колебаний
Частотой 5 МГц, 4 — фнльтр-выпрямитель, 5 — усилитель; 6 — измеритель
допплеровского сдвига частот
местной скорости потока. Это сближает допплеровские ультра-
звуковые расходомеры с другими расходомерами, основанными
на измерении местной скорости. Для их применения нужно знать
соотношение между скоростью v частицы отражателя и средней
скоростью потока о0. Последняя для турбулентных потоков на-
ходится на расстоянии 0,242г, где г — радиус трубы.
В одной работе рассмотрена возможность с помощью доппле-
ровского метода измерить скорости в ряде точек диаметрального
сечения потока, т. е. получить профиль скоростей. Для этого
излучатель посылает в поток акустические импульсы длительно-
стью 0,1 — 1 мкс и частотой 15—23 кГц. Приемное устройство от-
крывается лишь на мгновение через время задержки т8 после
посылки импульса. Изменяя время т3, можно получить информа-
цию о скорости частиц, находящихся в разных точках сечения
потока.
При небольших диаметрах труб (менее 50—100 мм) встреча-
ются допплеровские расходомеры, у которых длины излучаю-
щего и приемного пьезоэдементов равны внутреннему диаметру
трубы. Они реагируют не на одну, а на несколько местных ско-
ростей частиц, находящихся в диаметральной плоскости сечения
трубы. Пример такого прибора показан на рис. 277. Пьезоэле-
менты из титаната бария, длиною I = D = 20 мм и шириною
5 мм, частота излучения 5 МГц, допплеровский сдвиг частот по-
рядка 15 кГц. Измеряемое вещество — однопроцентная суспен-
зия бетонита, имеющая диаметры частиц не более 0,1 мм. Градуи-
ровочная характеристика расходомера, охватывающая как ла-
минарную, так и турбулентную область, показана на рис. 278.
Так как отношение средних скоростей по сечеиию оо и по диаметру
vD для ламинарного режима меньше (vJvD — 0,75), чем для тур-
булентного (ос/»о = 0,924-0,95), то наклон характеристики для
472
последнего режима меньше, чем для первого. При уменьшении
расхода ламинарный режим начинается с числа Re = 2320, а при
увеличении расхода он из-за недостаточно длинного прямого участ-
ка сохраняется и при больших числах Re. Для исключения не-
определенности показаний в переходной зоне пьезоэлементы в
средней части длиною I = 0.36D были экранированы. Благодаря
этому отношение vc/vD в ламинарной зоне резко возросло и прак-
тически стало таким же, как и у турбулентной зоны, и наклон
градуировочной прямой стал одинаковым в обеих зонах. Для
предотвращения образования вихрей в сравнительно больших
карманах, где установлены пьезоэлементы, свободное простран-
ство в них заполнено фольгой из полистирола, имеющего одина-
ковое с водой акустическое сопротивление. Без фольги градуи-
ровочная зависимость в турбулентной зоне отклоняется от пря-
мой 1 и принимает вид кривой 2.
Теперь в большинстве случаев 137, 671 пьезоэлементы у доп-
плеровских расходомеров помещают снаружи трубы. Это особенно
необходимо в случае измерения загрязненных и абразивных ве-
ществ, но при этом надо считаться с дополнительными погрешно-
стями, обусловленными в частности преломлением луча в стенке
трубы [37].
По сравнению с другими ультразвуковыми расходомерами
допплеровские имеют наименьшую точность ввиду того, что вы-
ходной сигнал представляет целый спектр частот, возникающих
вследствие сдвига исходной частоты не одной частицей — отража-
телем, а рядом частиц, имеющих различные скорости. Поэтому
относительная погрешность измерения расхода обычно не менее
2—3 %.
Допплеровские ультразвуковые расходомеры находят все бо-
лее широкое распространение. Так, согласно [41], в США их
установлено около 13 000 (изготовленных 23 фирмами). Они
применяются главным образом для измерения расхода различных
гидросмесей, в том числе пульп, суспензий и эмульсий, содержа-
щих частицы, отличающиеся по плотности от окружающего ве-
щества. Но и естественных неоднородностей (в том числе газовых
пузырей), имеющихся в различных
жидкостях, бывает достаточно для
проявления эффекта Допплера. При
их отсутствии в работе [671 рекомен-
дуется вдувать в поток воздух или
газ через трубку с отверстиями 0,25—
0,5 мм на расстоянии (3-1-5) D
перед преобразователем расхода.
Расход вдуваемого газа составляет
0,005—0,1 % от расхода измеряемого
вещества. Подробный анализ работы
этих расходомеров содержится в ра-
боте [391.
Рис. 278. Градуировочная ха-
рактеристика допплеровского
расходомера
473
22.15. Акустические длинноволновые
расходомеры (низкой частоты)
В отличие от всех ранее рассмотренных ультразвуко-
вых расходомеров длинноволновые акустические расходомеры ра-
ботают на низкой (звуковой) частоте. Схема преобразователя рас-
хода опытного образца такого расходомера [59, 601 показана на
рис. 279. Источник акустических колебаний — громкоговоритель
/, установленный на входном участке латунной трубы диаметром
50 мм. Этот участок с помощью муфты 2, предотвращающей пере-
дачу вибраций и других помех, соединен с трубой 3, на которой на
расстоянии L — 305 мм друг от друга размещены два микрофона 4.
Их крепление снабжено прокладками 5 из пористой резины. При-
емные диафрагмы микрофонов расположены заподлицо с внутрен-
ними стенками трубы. Акустические колебания, создаваемые ис-
точником 1, имеют длину волны X, в несколько раз превосходящую
диаметр трубопровода, что благоприятно для устранения высоко-
частотных помех. Эта волна отражается от обоих концов трубы,
в результате чего в последней навстречу друг другу движутся две
волны: одна со скоростью с — о, а другая со скоростью с + v
(где сии — скорости ультразвука и измеряемого вещества соот-
ветственно). Эти две волны образуют стоячую волну в трубопро-
воде. Амплитуда последней в узлах не равна нулю, так как ампли-
туды волн, движущихся навстречу, ие равны друг другу. Так,
если источник звука 1 установлен до микрофонов, то волна,
движущаяся по потоку, образуется из сложения волны, образо-
ванной источником 1, и волны, отраженной от переднего конца
трубы, в то время как обратная волна — только отраженная от
выходного конца и местных сопротивлений между ним и микрофо-
нами. Следует избегать установки микрофонов вблизи узлов
стоячей волны. При скорости потока и — 0 фазы синусоидальных
сигналов обоих микрофонов совпадают. С появлением скорости v
возникает сдвиг фаз, возрастающий с увеличением V. Расстояние L
между микрофонами выбирают так, чтобы оно равнялось длине
волны 1 или ее половине 1/2, т. е., чтобы выполнялось уравнение
Л = 2L/n, где п = 1 или п = 2. При этом частота f акустических
колебаний определяется зависимостью f = nc/2L. Тогда при
Рис. 279. Низкочастотный акустический расходомер
474
числам Маха М, не превосходящих 0,1, имеем следующую за-
висимость А/ от v:
Аф = плМ — rniv/c. (243)
При п — 1 для М — 0,1 находим Аф = 0,1л = 18°.
Длину волны А, при L — 0,305 м и п = 1 находим из уравне-
ния X = 2L/n — 0,61 м. При скорости звука с — 346,3 м/с (при
25 °C) находим частоту / = с/Х = 567,7 Гц. Сдвиг частоты Аф
при v = 1 м/с равен 0,520 град (м/с) Испытания опытного образца
показали хорошую линейную независимость между расходом газа
и сдвигом фазы Аф до чисел Маха, не превышающих 0,1.
22.16. Указания для выбора и применения
акустических расходомеров
Из четырех рассмотренных разновидностей акусти-
ческих расходомеров наибольшее применение получили приборы
с ультразвуковыми колебаниями, направляемыми по потоку и
против него. Ультразвуковые расходомеры со сносом применяются
очень редко. Они значительно менее чувствительны, чем первые.
Допплеровские приборы служат преимущественно для измерения
местных скоростей потока. Точность их при измерении расхода
недостаточна. Длинноволновые акустические расходомеры поя-
вились недавно и нет еще достаточного опыта их применения.
Из трех методов измерения разности времен прохождения
ультразвуковых колебаний по потоку и против него наибольшее
распространение получил частотно-импульсный метод с однока-
нальным преобразователем расхода. Он может обеспечить наи-
большую точность измерения, а приведенная погрешность изме-
рения может быть снижена до (0,5—1) %. Созданы приборы с
еще меньшей погрешностью, вплоть до+ (0,1 —0,2)%, что позволяет
применять такие приборы в качестве образцовых. Измерительные
схемы двухканальных расходомеров проще,но точность их ниже.
Фазовые расходомеры имеют преимущество перед частотными при
необходимости измерения малых скоростей вплоть до 0,02 м/с,
а также при измерении загрязненных сред.
Времяимпульсные расходомеры из-за малой чувствительности
плохо пригодны для труб небольшого диаметра.
При деформированном поле скоростей вследствие недостаточной
длины прямого участка трубопровода может возникнуть большая
дополнительная погрешность. Для устранения погрешности надо
применять сопло или конфузор, выравнивающие профиль или же
преобразователь расхода, в котором акустические колебания на-
правляются не в диаметральной плоскости, а по нескольким хор-
дам.
Основная область применения ультразвуковых расходомеров —
измерение расхода различных жидкостей. Особенно целесообразны
они для измерения расхода неэлектропроводиых жидкостей и
475
прежде всего нефтепродуктов, а также применяются для измерения
агрессивных сред.
При измерении загрязненных жидкостей высокая частота аку-
стических колебаний неприемлема. Поэтому здесь преимущество
на стороне фазовых расходомеров, работающих на значительно
более длинных волнах, чем частотные. Причем здесь во избежание
засорения карманов желательно размещать пьезоэлементы сна-
ружи трубы. Допплеровские расходомеры могут применяться
и при измерении расхода загрязненных жидкостей, особенно раз-
личных пульп.
Для измерения расхода газа акустические расходомеры при-
меняются значительно реже и главным образом при особых усло-
виях (например, в шахтах для измерения скорости воздуха и
в метеорологических установках для измерения скорости ветра).
Причина этого — очень малое акустическое сопротивление рс
для газов (так, у воздуха рс в 3400 раз меньше, чем у воды). Кроме
того, коэффициент поглощения акустических колебаний у газов
много больше, чем у жидкостей (например, у воздуха он в 1600 раз
больше, чем у воды). А так как коэффициент поглощения прямо
пропорционален квадрату частоты, то в расходомерах газа при-
ходится применять небольшую частоту (около 16—17 кГц) [8, 161.
Весьма широк температурный диапазон применения ультра-
звуковых расходомеров: от температуры жидкого кислорода
(—219 °C) до температур 600° и выше.
Ультразвуковые расходомеры могут служить и для измерения
расхода быстропеременных, в том числе пульсирующих потоков.
Так, в работе [17] сообщается об успешных результатах испыта-
ния фазового расходомера жидкости при частоте пульсаций рас-
хода до 300 Гц.
Глава 23. ОПТИЧЕСКИЕ РАСХОДОМЕРЫ
23.1. Общая характеристика
Оптическими называются расходомеры, основанные
на зависимости от расхода вещества того или другого оптического
эффекта в потоке. Имеется несколько разновидностей этих при-
боров:
1) допплеровские расходомеры, основанные на измерении
разности частот, возникающей при отражении светового луча дви-
жущимися частицами потока;
2) расходомеры, основанные на эффекте Физо—Френеля, в
которых измеряется какой-либо параметр (сдвиг интерференцион-
ных полос или сдвиг частоты световых колебаний), связанный
с зависимостью скорости света в движущемся прозрачном веще-
стве от скорости последнего;
476
3) расходомеры, основанные на особых оптических эффектах,
например, зависимости оптических свойств фибрового световода
от скорости обтекающего его потока;
4) расходомеры, основанные на измерении времени перемеще-
ния на определенном участке пути оптической метки, введенной
в поток;
5) корреляционные оптические расходомеры.
Так как последние две разновидности — частные случаи ме-
точных или корреляционных расходомеров, то они рассматрива-
ются в главах 28 и 29.
Иногда оптическими расходомерами называют приборы, опре-
деляющие расход жидкости, вытекающей из емкости путем из-
мерения оптическими методами высоты уровня в нем или же пу-
тем измерения интенсивности выхода из емкости флуоресцирую-
щих частиц, предварительно введенных в жидкость и распреде-
ленных в ией равномерно.
Развитие основных разновидностей оптических расходомеров
стало возможно после создания мощных и надежных оптических
квантовых генераторов ОКГ, часто называемых лазерами, в связи
с чем оптические расходомеры нередко называют лазер-
ными.
Оптические расходомеры имеют много достоинств: высокие
точность и быстродействие, отсутствие контакта с измеряемым
веществом и ряд других. Они применяются для оптически про-
зрачных жидкостей, к которым относятся вода, керосин, бензин,
спирт, четыреххлористый углерод, растворы серной и азотной
кислот, а также для газов.
Основные среди рассматриваемых оптических приборов —
допплеровские. Они применяются главным образом для измерения
местных скоростей жидкости и газа в различных исследователь-
ских работах по изучению турбулентности, снятию поля скоростей
и т. д. Для измерения расхода они применяются реже. Приборы
же, основанные на эффекте Физо—Френеля, предназначены именно
для измерения расхода. Оптические расходомеры и скоростемеры
обычно применяются в трубах небольшого диаметра.
23.2. Допплеровские расходомеры
и скоростемеры
Принцип действия. Принцип действия допплеров-
ских оптических и акустических (ультразвуковых) расходомеров
и скоростемеров один и тот же. Эти приборы основаны на измере-
нии разности частот А/, возникающей при отражении светового
или звукового луча движущимися частицами потока. Поэтому
и для оптических расходомеров справедливо уравнение (241)
с учетом того, что скорость света в измеряемом веществе равна
с/п, где п — показатель преломления данного вещества, а от-
ношение f/c = 1/Х0, где Хо — длина волны излучения в пустоте.
477
Тогда получим
Д/ = (опДо) (c°s а' + cos а"). (244)
Откуда
0 = k\f = k - fs), (245)
где k = A,on-1 (cos a' + cos a")-1 — градуировочный коэффициент.
Средняя квадратическая погрешность, %, измерения скорости v
определяется уравнением
(L (/1 — / ai J \ л / \ Ао /
. (Да' sin а')а + (Ла" sin a*)a (°-5
cos a' + cos a' J ’
где А (Д—f2); An; ДХ0; Да'; Да" — максимальные погрешности
величин (Д — /2); п; Хо; а'; а".
Погрешности Ди и ДХ0 пренебрежимо малы, так как скорость
света в жидкости или газе, а значит и показатель преломления п
отличаются высокой стабильностью, а источники монохроматиче-
ского излучения — лазеры — обеспечивают неизменность ча-
частоты f, а следовательно, и Ло с высокой степенью точности.
Поэтому погрешность aD будет зависеть лишь от погрешности
градуировочного коэффициента а*, определяемой точностью изме-
рения углов а' и а" и погрешностью at/,-/,) измерения разности
частот. Погрешность вь равна 0,1—0,25 %. Погрешность
в случае применения высокоточного цифрового частотомера будет
очень мала. Поэтому общая погрешность будет весьма близка
к погрешности ak. Погрешность же измерения расхода будет боль-
ше в зависимости от точности определения площади потока и
соответствия между измеренной и средней скоростями.
Отражение (или рассеивание) света происходит от большого
числа естественных (микропузырьки, пыль и т. п.) или искусствен-
ных (например, полистироловые шарики диаметром 0,5—1 мкм)
неоднородностей измеряемого вещества. Вследствие- случайного
характера сложения амплитуд и фаз элементарных отражений на
приемник будет поступать сигнал, содержащий случайные состав-
ляющие спектра. Но этот сигнал [1 ] имеет некоторую когерентную
с исходным излучением ооставляющую, достаточную для изме-
рения допплеровского сдвига, хотя мощность сигнала и невелика.
Вследствие соизмеримости рассеивающих частиц с длиной волны
излучения световые колебания могут огибать частицы рассеива-
теля, и основная часть рассеянной мощности света будет распро-
страняться вдоль направления первичного луча. Поэтому изме-
рять проще те отраженные лучи, которые движутся вдоль направ-
ления первичного луча или составляют с ним небольшой угол
(менее ±20°).
Устройство допплеровских оптических скоростемеров. Ряд
принципиальных схем допплеровских оптических анемометров
изображен на рис. 280, а—г. Первая по времени схема Иэха и
478
Каммингса [32] показана на рис. 280, а. Луч, образованный ла-
зером ОКГ и сфокусированный линзой Л1 в точке О, отражает
часть своей энергии, которая собирается линзой ЛЗ и направляется
зеркалом 31 через дифарагму D на фотокатод фотоэлектронного
умножителя ФЭУ. Недостаток схемы — трудность регулирования
положения рабочей точки О. Другие схемы, изображенные на
рис. 280, лишены этого недостатка. У них разделение луча про-
исходит до входа в поток, что позволяет легко менять положение
рабочей точки. На рис. 280, б [1] луч после выхода из ОКГ
падает на полупрозрачное зеркало ПЗ и частично отражается
последним, образуя опорный луч, проходящий через линзу Л1,
затем через жидкость перпендикулярно движению последней без
допплеровского сдвига, и через диафрагму D поступает на фото-
катод ФЭУ. Другая же часть луча, идущего из ОКГ, проходит
через зеркало ПЗ, фокусируется линзой Л2 в рабочей точке О,
где частично рассеивается, образуя рабочий луч, проходящий
через диафрагму D и поступающий на фотокатод ФЭУ. Передвиже-
нием зеркала 3 можно регулировать положение рабочей точки О.
В схеме Крейда и Гольдштейна (1967 г.) [21], показанной на
рис. 280, в, луч после выхода из ОКГ разделяется полупрозрач-
ным зеркалом ПЗ на две части, отражающиеся затем от зеркал 31
и 32 и фокусируемые линзами Л1 и Л2 в рабочей точке О, про-
ходят через поток симметрично относительно его оси. Луч (опор-
ный), прошедший через линзу Л2, не меняя своего направления,
собирается линзой ЛЗ, проходит через диафрагму D и поступает
к ФЭУ. Луч же, прошедший через линзу Л1, частично рассеива-
ется в рабочей точке О и с допплеровским сдвигом также посту-
пает через линзу 3 и диафрагму D к ФЭУ.
На рис. 280, г показана схема Рудда [28] (1969 г.), в ней
луч из ОКГ разделяется полупрозрачным зеркалом ЗП на две
части, проходящие через диафрагму D1 и большую линзу Л1,
479
которая фокусирует их в одной рабочей точке О. Затем оба луча
собираются линзой Л2 и через диафрагму D2 поступают к ФЭУ.
В этой схеме каждый из поступающих к ФЭУ лучей содержит и
опорный и рабочий сигналы. Луч Г как продолжение луча 1
будет опорным, но вместе с ним на ФЭУ приходит рассеянная часть
луча 2 с допплеровским сдвигом. То же относится и к лучу 2.
Как видно из приведенных схем, оптические анемометры со-
стоят из источника излучения, затем оптического устройства,
образующего наряду с опорным и рабочий луч с допплеровским
сдвигом частот и приемно-измеряющего этот сдвиг устройства.
В расходомерах и скоростемерах нашли применение газовые
лазеры, преимущественно неоново-гелиевые с длиною волны из-
лучения 1 = 0,6328 мкм (4,74-10м Гц). Срок службы около
500 ч. Они имеют очень высокую стабильность частоты (10~7—
10"8, а в случае автоподстройки резонатора 10-10), но недостаток
большинства их — малая мощность излучения, обычно несколько
мегаватт. Поэтому при сильно поглощающих и рассеивающих сре-
дах, а также при больших диаметрах труб более подходят арго-
новые ОКГ, имеющие мощность до 1000 мВт, и лазеры на угле-
кислом газе. Длины волн излучения у них А, — 0,48 мкм и А =
= 0,51 мкм, поглощаемые в воде значительно слабее чем волны
с А = 0,6328 мкм (у неоново-гелиевых ОКГ). Стабильность ча-
стоты и когерентность излучения аргоновых лазеров хуже, чем
у неоново-гелиевых, а срок службы весьма ограничен (30 ч).
Схемы оптических устройств у анемометров и расходомеров
Допплера, как это видно из рис. 280, могут быть весьма различны.
В большинстве случаев источник излучения и фотоприемное уст-
ройство располагаются на противоположных сторбнах трубы, не-
смотря на то, что при этом требуется весьма жесткая опорная кон-
струкция, обеспечивающая неизменность положения оптической
системы. Но при необходимости вся система может находиться
с одной стороны. Однако в этом случае требуются более мощный
источник излучения и более чувствительная измерительная схема,
потому что здесь на фотоприемник поступают отраженные лучи,
направленные в сторону, противоположную движению потока. Их
интенсивность в сотни и тысячи раз меньше лучей, отражаемых
по направлению потока [20, 271.
Измерение допплеровского сдвига частоты при обычных ско-
ростях основано на измерении частоты биений двух когерентных
оптических сигналов, из которых один опорный, а другой рассеи-
ваемый неоднородностями движущегося вещества.
Оба эти излучения надо подать на фотоприемное устройство
строго параллельно, для чего служат специальные регулировоч-
ные устройства. Обычно первой ступенью схемы измерения сдвига
частот Д — Д служат фотоэлектронные умножители ФЭУ, выпол-
няющие функции приема, смешения и преобразования поступаю-
щих сигналов. Их достоинства — очень высокая чувствительность,
малый порог реагирования (10-1®—10'16 Вт) и удовлетворительная
480
Рис. 281. Схема измерения допплеровского сдвига чистоты
полоса пропускания. При измерении допплеровского сдвига лишь
очень небольшая часть площади фотокатода серийных ФЭУ-51
будет рабочей. Поэтому опытным путем выбирают точку фото-
катода с максимальным выходом.
Возможны разные способы измерения частоты, равной допп-
леровскому сдвигу, которая как переменная составляющая со-
держится в выходном сигнале ФЭУ. В качестве примера на
рис. 281 дана схема 11], где на выходе из ФЭУ-51 — широкополос-
ный усилитель УЗ-7. Электронный анализатор спектра СУ-8
служил для настройки схемы и для визуального измерения ча-
стоты. Более точное измерение достигалось с помощью избиратель-
ного вольтметра В6-1, построенного по схеме двойного гетероди-
нирования для получения узкой полосы пропускания, равной
1 кГц. После прохода через В6-1 и детектор Д сигнал подается на
самопишущий потенциометр ЭПП-09, у диаграммы которого ось
времени проградуирована в единицах частоты с помощью генера-
тора стандартных сигналов ГСС. Последний подавал через В6-1
и детектор Д на потенциометр два контрольных сигнала, частота
которого была заведомо меньше, а частота другого заведомо больше
допплеровского сдвига. При этом на ленте самописца наносились
две метки. При равномерном движении диаграммной бумаги и рав-
номерной скорости перемещения по шкале частот полосы пропу-
скания вольтметра В6-1 на диаграммной бумаге измеряемый сигнал
записывался в виде пика между двумя контрольными метками:
нижней и верхней. Допплеровский сдвиг определяли по соотно-
шению расстояний от сигнального пика до этих меток. Электрон-
но-счетный частотомер 43-9 служил для определения с высокой
точностью значений частот соответствующих нижней и верхней
меткам.
Измерение расхода с помощью эффекта Допплера. Измерение
расхода оптическими средствами с помощью эффекта Допплера
16 П. П. Кремлевский 481
Рис. 282. Схема допплеровского расходомера ЛДР-100:
1 — лазер; 2 — поворотные зеркала; 3 — полуволновая фазовая пла-
стинка; 4 — коллиматор; 5 — призмы; 6 — расширитель пучка; 7 — вы-
ходной объектив; 8 — сопло Витошииского; Р, 10 — объективы приемного
блока; 11 — фотопрнемннк
можно осуществить двумя методами. Первый состоит в измерении
с помощью лазерного допплеровского анемометра средней ско-
рости потока и умножении результата измерения на площадь
потока. Второй метод заключается в применении лазерного доп-
плеровского расходомера особой конструкции.
При первом методе измеряется местная скорость, соотношение
которой со средней скоростью известно. Обычно измеряется ско-
рость или в центре трубы или на расстоянии 0,758г (где г — вну-
тренний радиус трубы) от оси трубы. В этом случае измеряется
непосредственно средняя скорость, но здесь требуется большая
длина прямого участка трубы, чем при измерении скорости в
центре. Кроме того, большой градиент скорости в данной точке
приводит к нежелательному расширению спектра допплеровского
сигнала, затрудняющего измерение его средней частоты [3].
Этого недостатка не имеет точка в центре трубы, но соотношение
ее скорости со средней скоростью зависит от коэффициента гид-
равлического трения % трубы, который должен быть поэтому из-
вестен. При измерении скорости в одной точке надо соблюдать
требования ГОСТ 8.361—79, приведенные в п. 5.3. Там же даны
указания по определению погрешности площади сечения трубо-
провода. Значительно лучшие результаты могут быть получены
при установке в трубе сужающего устройства типа сопла Вито-
шинского, формирующего равномерное поле скоростей, и изме-
рения скорости на выходе из сопла. В этом случае не только сни-
зится погрешность измерения средней скорости, но и погрешность
измерения площади потока. При этом может быть получена вы-
сокая точность измерения расхода, близкая к точности образцо-
вых расходомерных установок [18].
В качестве примера на рис. 282 приведена схема расходомера
ЛДР-100, разработанного в НИИТеплоприбор [9]. В трубопро-
воде перед соплом Витошииского помещены сотовый струевы-
прямитель и сетки, турбулизирующие поток. За соплом распо-
ложен диффузор (не показан на рисунке), снижающий потерю
давления и предотвращающий возможное нарушение эпюры ско-
482
Рис. 283. Схема многолучевого
допплеровского расходомера
Рис. 284. Схема допплеровского изме-
рителя массового расхода
ростей после выхода из сопла. Источник излучения—малогаба-
ритный гелий — неоновый лазер ИЛГН-203 мощностью излуче-
ния 1 мВТ. Оптическая часть состоит из передающего 1 и прием-
ного // блоков. В передающий блок входит лазер и формирующая
оптика, выполненная по дифференциальной схеме. Приемный
блок состоит из приемной оптики и фотоприемника.
Допплеровский сигнал поступает в широкополосный усили
тель проходит через фильтры низких и высоких частот, где ос-
вобождается от шумов и подается на двухпороговый формирова-
тель импульсов, частота которых соответствует частоте доппле-
ровского сигнала. Демодулятор преобразует частоту импульсов
в аналоговый сигнал, пропорциональный расходу. Диапазон из-
мерения расхода жидкости 0,1—100 м3/ч (при трех сменных гидро-
каналах), погрешность ± (0,25-1-0,3) %.
Аналогичный метод, примененный в работе [18], позволил
снизить погрешность до 0,1—0,2 % при измерении расхода газа
в пределах от 64 до 2500 м3/ч.
При втором методе необходимы устройства, позволяющие или
одновременно измерять допплеровский сдвиг частот в нескольких
точках, расположенных на разных расстояниях от оси трубы,
или же делать эту операцию последовательно, например с по-
мощью двигателя, который с постоянной скоростью передвигает
фокусирующую линзу и, следовательно, перемещает рабочую
точку [27]. На рис. 283 показана схема прибора, измеряющего
допплеровский сдвиг частот в нескольких точках [01 ]. В случае
осесимметричного потока прибор может измерять расход. Свето-
вой луч от лазера 1 падает на полупрозрачное зеркало 2. Часть
луча отражается от зеркала и направляется непосредственно в
поток 5, а другая часть поступает на зеркало 3 и затем на расще-
питель 4, из которого выходит в виде ряда пучков. Последние
интерферируют с прямым пучком в отдельных точках потока,
проходят через линзу 6 и диафрагму 7 и поступают на протяженный
фотоприемник 8. Для получения измерительной информации при-
16* 483
меняется многоканальный быстродействующий анализатор спект-
ра. Применения его можно избежать в случае установки много-
лучевого допплеровского измерителя с частотным сдвигом пучков,
в котором осуществляется не только пространственное, но и ча-
стотное разделение световых пучков с помощью вращающейся
дифракционной решетки [26]. Несколько иная схема многолуче-
вого допплеровского измерителя приведена в работе [4].
Возможен еще и третий метод измерения расхода путем экспе-
риментального определения с помощью ЛДС профиля скоростей
и нахождения по нему средней скорости. При этом предельная
погрешность измерения расхода согласно [14] будет составлять
около ± (14-2) %.
Если допплеровский оптический расходомер дополнить кор-
ректором, учитывающим плотность измеряемого вещества, то
можно обеспечить измерение массового расхода. Схема такого
расходомера [6] показана на рис. 284. Измеряемая жидкость
проходит через диффузор 8, турбулизирующую сетку 9 и сужа-
ющее устройство 10, образующее на выходе в измерительную ка-
меру 11 равномерный профиль скоростей. Луч от лазера 1 падает
на расщепитель 2, где разделяется на две части. Затем оба луча
(один из них предварительно проходит через фазосдвигающий
элемент 4, компенсирующий постоянную составляющую сигнала)
через входное окно-мениск 3 входят в измеряемое вещество и
фокусируются на оси потока. В точке пересечения лучей образу-
ется пространственная интерференционная картина. Движущиеся
частицы, рассеивая свет, модулируют его по интенсивности. Рас-
сеянный свет проходит через окно 5 и поступает на фотодетектор 6,
связанный с измерительным прибором 7. Более подробно доппле-
ровские расходомеры и скоростемеры освещены в работах [1—6,
8, 14—16, 18, 19, 27, 29,].
23.3. Расходомеры, основанные
на эффекте Физо—Френеля
Скорость света в неподвижном прозрачном веществе
равна с/п, где с — скорость света в пустоте, ап — коэффициент
преломления вещества. Скорость же света сп в веществе, движу-
щемся со скоростью V, зависит от величины и направления послед-
ней. Скорость сп больше с/п, если она совпадает спи меньше при
противоположном направлении. Скорость сп определяется урав-
нением
сп = с/п ± п (п2 — 1) п-2, (246)
которое теоретически вывел Френель, а Физо экспериментально
подтвердил его.
Для измерения скорости о на определенном участке пути
длиной I надо пропускать свет по потоку и против него и измерять
разность времен прохождения светом данного участка пути. Для
этого создается замкнутый контур длиной L, по которому свет
484
циркулирует в противоположных направлениях. На части этого
контура длиной I движется измеряемое вещество. Оба световых
потока после прохода замкнутого контура L поступают на фото-
приемное устройство, с помощью которого измеряется или сдвиг
интерференционных полос Дх, или сдвиг частоты Д/ световых ко-
лебаний между обоими потоками, причем как Дх, так и Д/ про-
порциональны скорости v измеряемого вещества.
Зависимость сдвига Дх интерференционных полос от ско-
рости v определяется уравнением [10]
Дх = (4/лу/сХ) [(л2 — 1)/л2] cos 0, (247)
где X — длина волны света; 0 — угол между световым лучом и
осью трубы. Заметим, что изменение силы фототока Д/ прямо
пропорционально Дх при работе на линейном участке характери-
стики интерферометра.
Зависимость сдвига частот Д/ от скорости v выражается урав-
нением [24 ]
Д/ = (2/v/LX) (п2 — 1) cos 0. (248)
На рис, 285 приведена схема оптического интерференцион-
ного расходомера [10]. Свет от источника 11 проходит через свето-
фильтр 12 и полупрозрачным зеркалом 10 делится на два потока,
проходящие через прозрачные вставки 6 и 13, установленные
в корпусе 1. После отражения от зеркал 3 и 4 (укрепленных
в трубе с помощью струевыпрямителей 2 и 5) один световой луч
проходит путь I по потоку измеряемого вещества, а другой против
него. Затем они вновь отражаются от зеркал 3 и 4 и возвращаются
к зеркалу 10, где смешиваются и образуют интерференционную
картину. Часть интерференционной полосы проходит через ди-
афрагму 7 и поступает к фотоприемнику 8. Фототок измеряется
прибором 9.
Схема оптического расходомера, в котором измеряется не
интерференционный сдвиг Дх, а
Рис 285. Схема интерференцион-
ного расходомера Физо—Френеля
сдвиг частот Д/ световых колеба-
ний, распространяющихся по
замкнутому контуру в противо-
положных направлениях, пока-
зана на рис. 286. Источник
Рис. 286 Схема частотного расходо-
мера Физо—Френеля
485
Рис. 287. Схема расходомера Физо—
Френеля с Фарадеевским чувстви-
тельным элементом
излучения — гелиево-неоновый ла-
зер 4 образует вместе с тремя зер-
калами 1, 3 и 11 замкнутый све-
товой контур, который благодаря
четырем прозрачным окнам 2 дваж-
ды пересекает трубопровод 12.
При этом один световой луч дви-
жется против, а другой по потоку
газа. Оба световых луча, пройдя
весь контур в противоложных
направлениях и затем зеркало
11, направляются зеркалами 10 и
9 к фотоприемнику 8, связанному
через усилитель 7 и электронный
фильтр 6 с прибором 5, измеряющим сдвиг частоты А/.
Еще одна схема расходомера газа1 с измерением А/ пока-
зана на рис. 287. Канал 4 квадратного сечения из инвара со
стороной 50 мм помещен в резонатор 3 из ситалла СО-115М. Эти
материалы имеют очень малый коэффициент температурного рас-
ширения. Канал снабжен кварцевыми окнами для ввода лучей.
Угол ввода для уменьшения потерь равен углу Брюстера у. Ла-
зерная трубка 5 длиной 200 мм (диаметр капилляра 2 мм) за-
полнена смесью гелия и неона. Питание от стабилизатора 6.
Для уменьшения нестабильности характеристики кольцевого га-
зового лазера служит система стабилизации частоты 7. Лучи,
пройдя по потоку и против него по замкнутому контуру, посту-
пают на фотоумножитель 8 типа ФЭУ-68, питаемый от источника
10. Rn&ee. измерительный сигнал подается на цифровой частото-
мер 9, интегрирующий частоту биений встречных волн за опре-
деленный промежуток времени. Для уменьшения нечувствитель-
ности и возможности измерения малых скоростей в схему вве-
ден Фарадеевский невзаимный элемент 2, служащий для перво-
начального расщепления или сдвига частот [12, 13 J. Магнитное
поле в элементе 2, выполненном по дифференциальной схеме,
создается постоянным магнитом 1, для термостабилизации
которого служит схема 11. Несмотря на небольшое отношение
1/L = 0,17, расходомер имеет высокую чувствительность (300 Гц
на 1 м/с).
23.4. Особые оптические расходомеры
К особым оптическим расходомерам относятся при-
боры, основанные на зависимости от расхода оптических свойств
волоконного световода, находящегося в потоке измеряемого ве-
щества. В одном из таких расходомеров [17] неоново-гелиевый
лазер 1 (см. рис. 288, а) соединен с волоконным световодом 2,
1 Стабилизированный кольцевой лазер для измерения расхода газа/
П. С. Крылов и др.//Измер. техника. — 1980. — № 12. — С. 50—51.
486
проложенным вдоль оси медной трубки 3
(диаметром 30 мм и длиной 500 мм), по
которой движется измеряемая жидкость.
Противоположный конец световода 3 со-
единен с фотопреобразователем 4. Течение
жидкости вызывает вибрацию волокон-
ного световода, хотя и небольшую, но до-
статочную для возникновения фазовых из-
менений светового луча. Сигнал, выраба-
тываемый фотопреобразователем 4, после
усиления, фильтрации и интегрирования
поступает к измерительному прибору.
Расходомер прост по устройству, но его
точность невысока.
Лучшую точность можно ожидать от
преобразователя, состоящего из тон-
Рис. 288. Схема оптиче-
ского расходомера с во-
локонным световодом,
расположенным по оси
трубы (а) и по диаметру
трубы (б)
кого стекловолокнистого световода 6 (см.
рис. 288, б), натянутого грузом 9 и распо-
ложенного поперек трубопровода 7. Нить
проходит через уплотнения 8 и укре-
плена вверху в клеммодержателе 5. Ис-
точник света — неоново-гелиевый лазер.
При движении измеряемого вещества с обеих сторон нити будут
поочередно срываться вихри с частотой, пропорциональной объем-
ному расходу. Поэтому данный преобразователь можно рассмат-
ривать, как один из возможных вариантов преобразователей вих-
ревых расходомеров. Срывы вихрей вызывают вибрацию свето-
вода и, как следствие, фазовую модуляцию проходящего через
него светового луча, воспринимаемую фотодетектором. Опыты
проводили на трубе диаметром 25 мм. Применялись световоды
из стекловолокна, а также волокна из другого светопроводящего
материала, имевшие диаметры внутренний 0,3 и 0,2 мм и наруж-
ный с оболочкой 0,56 и 0,25 соответственно. При изменении ско-
рости воды от 0,3 до 3,0 м/с наблюдалось пропорциональное изме-
нение частоты выходного сигнала от 200 до 2200 Гц.
Близкий вариант расходомера рассмотрен в работе [23].
Г л а в а 24. ИОНИЗАЦИОННЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
24.1. Общая характеристика
Ионизационными расходомерами в широком смысле
называются приборы, основанные на измерении того или другого
зависящего от расхода эффекта, возникающего в результате не-
прерывной или периодической ионизации потока газа, или (реже)
жидкости.
487
Ионизационные расходомеры разделяются на две существенно
отличные друг от друга группы:
1) расходомеры, в которых измеряется зависящий от расхода
ионизационный ток между электродами, возникающий в резуль-
тате обычно непрерывной искусственной ионизации потока газа
(или жидкости) радиоактивным излучением или электрическим
полем;
2) расходомеры, в которых измеряется зависящее от расхода
время перемещения на определенном участке пути ионизационных
меток, возникающих в результате периодической ионизации по-
тока газа ионизирующим излучением или электрическим разрядом;
эти расходомеры называются меточными ионизационными и рас-
сматриваются в гл. 28.
Иногда к ионизационным причисляют расходомеры, не имею-
щие ионизационного преобразователя расхода и основанные на
других принципах действия, но в которых эффект ионизации при-
меняется в какой-либо промежуточной ступени преобразования.
Основные сведения о таких расходомерах приводятся далее.
Погрешность приборов, основанных на измерении ионизаци-
онного тока, довольно значительна (около ±5 %) и применяются
они сравнительно редко, преимущественно для измерения скоро-
стей, а не расходов газовых потоков. Кроме того, имеются раз-
работки ионизационных приборов для измерения расхода жид-
костей-диэлектриков, в частности расхода индустриального масла.
Здесь погрешность измерения меньше и лежит в пределах (2—
4 )%. Меточные ионизационные приборы более точные.
24.2. Расходомеры, основанные
на зависимости ионизационного тока
от расхода
Ионизация движущегося потока в рассматриваемых
расходомерах производится радиоактивным излучением или элект-
рическим полем.
Расходомеры с ионизацией потока газа радиоактивным излу-
чением. Радиоактивный источник, создающий а- или fJ-излучение,
может находиться как внутри (рис. 289, а, б), так и снаружи
трубы (рис. 289, в).
Это излучение ионизирует поток газа, движущегося в трубе.
Внутри нее помещены два (иногда три) электрода, к которым по-
дана разность потенциалов. Сила ионизационного тока, возника-
ющего между электродами будет зависеть от числа ионизирован-
ных молекул в промежутке между электродами, т. е. от скорости
движения газа. Имеются два типа ионизационных расходомеров.
В первом — источник излучения и электроды (по крайней мере
один из них) находятся друг от друга на некотором расстоянии /
по оси трубы (рис. 289, а, в) и ионизационный ток течет вдоль оси
трубы. Во втором — ионизационный ток течет не вдоль, а поперек
488
в)
Рис. 289. Схемы ионизационных расхо-
домеров, в которых источник излуче-
ния и приемные электроды располо-
жены на некотором расстоянии I вдоль
оси трубы
трубы, так как источник излучения и приемные электроды распо-
ложены на противоположных сторонах трубы (см. рис. 293).
Две разновидности расходомеров первого типа показаны на
рис. 289, а—в. В первой схеме (рис. 289, а) слой радиоактивного
вещества нанесен на первом по ходу потока электроде 1, второй 2
расположен от первого на расстоянии I. Во второй схеме
(рис. 289, б) радиоактивный источник 3 кольцевой формы находит-
ся на расстоянии I от двух пластинчатых электродов 4 полуколь-
цеобразной формы, расположенных друг против друга. В третьей
схеме радиоактивный изотоп хрома Сг85 помещен снаружи трубы
в защитном контейнере 5. 0-излучение проходит в газопровод через
окно, закрытое медной фольгой, и поступает внутрь кольцевого
электрода 6. Второй электрод 8 находится на расстоянии I от
первого. Стенка трубы 7 из изоляционного материала. При отсут-
ствии расхода во всех трех схемах все ионизированные молекулы
рекомбинируют, прежде чем достигнут приемного или приемных
электродов и тока в цепи не будет. С увеличением же расхода будет
возрастать число ионизированных молекул, достигающих прием-
ных электродов, и сила тока в цепи станет расти. Вначале рост
силы тока пропорционален расходу, но затем станет замедляться.
Ток будет стремиться к некоторому постоянному значению, когда
все ионизированные молекулы, не успев рекомбинировать, достиг-
нут приемных электродов. При дальнейшем возрастании скорости
газа наблюдается даже небольшое уменьшение силы тока, объяс-
нимое тем, что часть ионизированных молекул проносится мимо
электродов. Все это показано на рис. 290, где даны кривые силы
тока в зависимости от скорости v аргона Аг или азота N2 при раз-
личных значениях напряжения между электродами, полученные
115] с помощью преобразователя расхода, схема которого приве-
дена на рис. 289, в. В качестве источника радиоактивного излу-
чения, кроме Сг85, рекомендуются [8, 9] стронций Sr90 и иттрий
Y90, пригодные до температур 300 °C, а также америций Ат**,
применяемый до 150 °C.
В схеме, изображенной на рис. 291, а, против излучающего
электрода расположен один приемный электрод, а в схеме на
489
Рис. 290. Зависимость иони-
зационного тока от скорости
газа при различных значе-
ниях напряжения между
электродами, расположен-
ными на расстоянии 320 мм
вдоль оси трубы
и 3 расположены сим-
относительно излучающего электрода 1, и включены
друг другу. В первой схеме при отсутствии расхода
будет максимальной. С увеличением расхода сила тока
метрично
навстречу
сила тока
будет уменьшаться, потому что при этом все большее число иони-
зированных молекул будет уноситься из межэлектродной зоны.
Во второй схеме — наоборот: при отсутствии расхода и полной
симметрии схемы разность ионизационных токов, текущих через
приемные электроды, равна нулю. С увеличением расхода число
ионизированных молекул, достигающих электрода 2, уменьшается,
а достигающих электрода 3, увеличивается, благодаря чему раз-
ность ионизационных токов возрастает.
Ионизационный ток в обеих схемах наряду с зависимостью от
скорости у или расхода Qo потока, зависит и от разности напряже-
ний Е, приложенных к электродам. С возрастанием Е увеличива-
ется скорость перемещения ионов va вдоль силовых линий электри-
ческого поля, потому что v„ = knE, где kn — коэффициент под-
вижности ионов. Поэтому с увеличением Е ионизационный ток
растет при одной и той же скорости V. Это наглядно видно на
рис. 292, где даны кривые зависимости силы тока i от скорости v
газа при различных напряжениях Е. Опыты производились в труб-
ке из полистирола диаметром 25 мм и длиной 120 мм, в которой
на расстоянии 15 мм друг от друга, в соответствии со схемой по
рис. 291, а, были укреплены два квадратных электрода со сто-
Рнс. 291. Схемы ионизационных расходомеров, в которых источник излучения
и приемные электроды расположены на противоположных стенках трубы
490
ронами 15 мм [61. Один из элек-
тродов был покрыт слоем хлори-
стой соли радия. При неболь-
ших напряжениях Е (кривые 1
и 2) сила тока быстро падает с воз-
растанием скорости газа и кривые
имеют резко выраженный гипер-
болический характер. С увели-
чением Е падение силы тока
замедляется и начальный прямой
участок кривых возрастает, а вме-
сте с ним и диапазон измерения
расходомера. Помимо скорости
газа v и напряжения Е на иониза-
ционный ток влияет также состав
газа (см. рис. 290) и его пара-
ного тока от скорости газа при раз-
личных значениях напряжения Е
между электродами:
1 - Е = 100 В; 2 - Е = 200 В; 3 -
Е = 500 В: 4 — Е = 1000 В
метры — давление, температура и влажность, потому что от них
зависят коэффициенты подвижности &п и рекомбинации /гр
ионов.
Ионизационные расходомеры имеют большую погрешность
(±5 %) и применяются довольно редко. Несколько чаще иониза-
ционный метод находит применение для измерения скоростей воз-
душных потоков. При этом формы электродов бывают самые раз-
личные. В одном ионизационном анемометре [16], предназначен-
ном для измерения скорости воздуха от 0,5 до 5 м/с, применили
два цилиндрических электрода, расположенных концентрично
друг другу. На внутренней поверхности наружного алюминиевого
электрода, имевшего диаметр 32 мм и длину 63 мм, был нанесен
слой серебра с радиоактивным плутонием Ри210. Внутренний при-
емный электрод из латуни имел диаметр 6 мм и длину 55 мм. Сила
ионизационного тока около 10~3 А. Для измерения малых ско-
ростей воздуха 0,1—0,2 м/с были разработаны [13] два варианта
анемометров. В одном из них в центре был латунный куб с длиной
ребер 10 мм, покрытый фольгой из америция Ат241, вокруг ко-
торого конценгрично располагались приемные электроды в виде
трех взаимно перпендикулярных медных колец диаметром 120 мм.
В другом варианте два электрода в виде сетчатых сфер были рас-
положены на расстоянии 8 мм друг от друга.
Расходомеры с ионизацией газа или жидкости электрическим
полем. Ионизация потока газа может происходить под действием
электрического разряда того или другого вида. Ионизация диэлек-
трической жидкости происходит в результате возникновения
в ней электрических зарядов под действием внешнего электриче-
ского поля.
При ионизации газа электрическим разрядом промежуток между
электродами очень мал (несколько миллиметров или даже доли
его). Поэтому соответствующие приборы находят применение пре-
имущественно в качестве анемометров для измерения местных
491
Рис. 293. Зависимость напря-
жения на электродах анемо-
метра с тлеющим разрядом
от скорости газа при постоян-
ном значении силы иониза-
ционного тока
газа все большее число
скоростей воздуха. Различаются ане-
мометры с тлеющим, дуговым и ис-
кровым разрядами.
В одной из конструкций анемо-
метра с тлеющим разрядом расстояние
между заточенными на конус концами
платиновых электродов диаметром
0,15—0,5 мм равнялось 0,1—0,25 мм [2].
Электроды были припаяны к металли-
ческим стержням, изолированным друг
от друга. При столь малом расстоянии
между электродами и достаточной ве-
личине приложенного к ним напряже-
ния возникает тлеющий разряд (один
из видов самостоятельных электриче-
ских разрядов в газах), ионизиру-
ющий газ. С увеличением скорости
ионизированных молекул будет уно-
ситься из зазора между электродами, и ионизационный ток
будет уменьшаться. Измеряя силу тока i или напряжение Е на
электродах, которое требуется для поддержания постоянной силы
тока, можно судить о скорости газа у. Удобнее измерять напряже-
ние Е, так как зависимость у от i обратная, а от Е прямая
(рис. 293). Силу тока при этом поддерживают обычно на уровне
10—15 мА. Для уменьшения шумов на электроды предпочитают
подавать переменное напряжение высокой частоты (100 кГц).
При очень больших скоростях газа применение анемометров
с тлеющим разрядом нецелесообразно, так как требующееся при
этом увеличение подводимой мощности может привести к изме-
нению вида разряда [1].
При больших, в том числе при сверхзвуковых скоростях, при-
меняют анемометры с дуговым разрядом при питающем напряже-
нии весьма высокой частоты для уменьшения шумов. В одной уста-
новке для измерения сверхзвуковых скоростей электроды диа-
метром 0,7—1 мм были выполнены из молибдена и вольфрама с
примесью молибдена [1]. Зазор в пределах 0,15—0,25 мм, ча-
стота 25—30 мГц, погрешность около ±5 %. При измерении до-
звуковых скоростей электроды можно изготовлять из платиновой
проволоки диаметром 0,3—0,5 мм. Благодаря весьма малой инер-
ционности анемометры как с дуговым, так и с тлеющим разрядом
пригодны для измерения скоростей, изменяющихся с частотой,
равной десяткам килогерц. Возможность измерения скоростей
газовых потоков с помощью искрового разряда была исследована
в ЛПИ им. Калинина [4]. От генератора периодических импульсов
к электродам, между концами которых было расстояние .2—4 мм,
подавались импульсы напряжения 10—15 кВ, длительностью
2—5 мкс при частоте 50—500 Гц. Измерялось среднее значение силы
ионизационного тока I между этими электродами и третьим прием-
492
8 7 6 5 4 3 2
Рнс. 294. Ионизационный преобразователь для жидкостей-диэлектриков
ным, установленным на расстоянии, не превышавшем 15 мм
по ходу потока. Характер зависимости силы тока i (изменявшейся
от нуля до десятков мА) от скорости газа v был близок к пока-
занному на рис. 290. При скоростях, меньших некоторого значе-
ния Vj, сила тока i была равна нулю из-за рекомбинации ионизи-
рованных молекул, а при скоростях, больших и2 перестала
возрастать. Заметное влияние на силу тока имели также темпе-
ратура и давление газа.
В ЛПИ разработан ионизационный расходомер для жидкостей-
диэлектриков. Его схема изображена на рис. 294. Поток индустри-
ального масла 20 протекает в кольцевом пространстве между на-
ружным трубчатым электродом 6 и цилиндрическим электродом 7,
укрепленным вдоль оси потока с помощью изоляционной втулки 8.
Электрод 6 заземлен, а к электроду 7 через винт 9 подается высо-
кое (10 кВ) отрицательное напряжение. Под действием электри-
ческого поля в жидкости, находящейся в кольцевом пространстве
между электродами б и 7, возникают отрицательные электриче-
ские заряды. Чем больше скорость жидкости, тем большее число
этих зарядов будет собираться на третьем электроде — коллек-
торе 4, отделенном от электрода 6 изоляционной втулкой 5, и
тем больше будет сила тока, измеряемая микроамперметром 11.
Металлическая крестовина 1 со стержнем 2 дополняет электрод 4,
способствуя лучшему сбору всех зарядов из жидкости. С помо-
щью изоляционных втулок 3 и 10 преобразователь расхода
монтируется в трубопроводе. В пределах десятикратного измене-
ния расхода (от 0,5-10'5 до 6-10“5 м®/с) индустриального масла и
при температуре от 27 до 40 °C получена пропорциональность
между силой тока i и объемным расходом Qo, в соответствии с урав-
нением i = kQo, где k = 10-1 А-с/м3.
24.3. Расходомеры с вторичными
ионизационными преобразователями
Ионизационные преобразователи, находящиеся не
в первой, а в последующих ступенях измерительного комплекта,
применяются в различного рода расходомерах, чаще всего в рас-
493
ходомерах обтекания. Так, в ротометрах для этой цели в поплав-
ке укрепляют радиоактивный изотоп (например кобальт 60) [3,
10] или туллий 170 [17]), предназначенный для преобразования
перемещения поплавка в сигнал, измеряемый с помощью сцинтил-
ляционного счетчика [10], счетчика Гейгера [17] или измери-
теля силы ионизационного тока [3]. В расходомерах с поворот-
ной лопастью [7, 12, 14] радиоактивный изотоп укрепляется на
свободном конце лопасти и преобразует поворот или деформа-
цию лопасти в измерительный сигнал. Так, в одном расходомере
[7 ] стальная упругая пластина (длиной 40 мм и толщиной 40—
100 мкм) одним концом закреплена в трубе диаметром 50 мм, а
на другом свободном конце имеет маленький источник у-излуче-
ния. При перемещении этого конца изменяется интенсивность
у-излучения, достигающая приемника, установленного снаружи
трубопровода. Заметим, что изменение плотности и состава изме-
ряемого вещества будет влиять на степень поглощения у-лучей,
а значит и на показания прибора.
В турбинных расходомерах иногда применяют ионизационные
преобразователи частоты вращения турбинки в частоту импульсов
тока [5, 7, 11]. В одну или несколько лопастей запрессовывают
радиоактивный изотоп, а снаружи трубы устанавливают прием-
ник, экранизированный так, что излучение попадает в него в пре-
делах некоторого угла поворота турбинки.
Принципиально возможным является применение ионизаци-
онного дифманометра [6] для измерения перепада давления, соз-
даваемого сужающим устройством или другим преобразователем.
Однако практического применения эти дифманометры не полу-
чили.
Г л а в а 25. ЯДЕРНО-МАГНИТНЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
25.1. Ядерно-магнитный резонанс
Ядерно-магнитные расходомеры основаны на зави-
симости ядерно-магнитного резонанса от расхода потока.
Атомные ядра многих элементов имеют собственный момент
количества движения — спин S и магнитный момент р. Отношение
магнитного момента к спину называется гиромагнитным отноше-
нием у = p/S. Ядра располагаются на различных энергетиче-
ских уровнях. Чем ниже последний, тем больше ядер находится
на нем. Ядро, помещенное в магнитное поле с индукцией В, бла-
годаря взаимодействию поля с магнитным моментом и спином ядра
будет прецессировать вокруг вектора В с угловой частотой <о =
= уВ, называемой Ларморовой. Разность энергии магнитных мо-
ментов двух ядер, находящихся на соседних уровнях, равна уВ.
494
Если на внешнее магнитное поле с индукцией В наложить
переменное магнитное поле, квант энергии которого равен уВ, а
угловая частота равна Ларморовой, то произойдет отклонение
вектора ядерной намагниченности от направления вектора индук-
ции поля В, что приведет к появлению изменяющейся с частотой <о
проекции ядерной намагниченности на направление, перпендику-
лярное к полю В. Одновременно произойдет поглощение энергии
переменного поля ядрами вещества, сопровождающееся переходом
части ядер из нижнего энергетического уровня в соседний верх-
ний. Это явление называется ядерно-магнитным резонансом.
При отсутствии внешнего магнитного поля магнитные моменты
ядер ориентированы в различных направлениях. При наложении
магнитного поля с индукцией В происходит ориентация магнит-
ных моментов ядер вдоль оси поля В и распределение ядер по
различным энергетическим уровням. Чем ниже последний, тем
больше ядер располагается на нем. Избыток числа ядер в нижнем
уровне по сравнению с соседним верхним определяет значение
вектора М намагниченности вещества.
Скорость изменения вектора М определяется уравнением
dM/dt = (хоВ — Л4)/Т1( (249)
где Хо — статическая ядерная магнитная восприимчивость; В —
индукция внешнего магнитного поля; 7\ — постоянная времени,
называемая продольным временем релаксации, указывающим на
поляризацию ядер вдоль продольной оси поля.
После интегрирования этого уравнения получим
М = ХоВ (1 _ е-</г*) = Мк (1 - е-^г*), (250)
где Мк = ХоВ — конечное значение М при достаточно большом
времени t.
Если вещество до поляризатора уже имело некоторый вектор
намагниченности Л4ВХ, то вместо последнего уравнения будем
иметь
М = ХоВ (1 - е~,/г») + (251)
Время 7\ для бензола, ацетона, метилового спирта воды,
этилового спирта, бензина и серной кислоты равны 19; 15; 8;
3,6; 3,5; 2,3 и 0,7 с соответственно, а статическая ядерная вос-
приимчивость Хо составляет 2,48; 3,03; 3,66; 4,11; 3,76; 4,1 и
2,65х10-9 соответственно.
Переменное магнитное поле с частотой v = о/2л, вызывает,
как было сказано, переход ядер с нижних уровней на верхние
и тем увеличивает равномерность распределения ядер по уровням.
При этом вектор намагниченности М будет уменьшаться со ско-
ростью
dM/dt = —у2В\Т2М,
495
где Bj — половина амплитуды индукции резонансного магнит-
ного поля, осциллирующего с частотой v; Т2 — поперечное время
релаксации.
Название Т2 связано с направлением вектора Вх, который
перпендикулярен к вектору поля В. Для этого ось катушки, по
которой протекает ток, создающий поле с индукцией Вх, распола-
гается перпендикулярно к вектору поля В, создаваемому постоян-
ным магнитом.
При одновременной поляризации ядер под влиянием постоян-
ного поля с индукцией В и деполяризации под влиянием ядерно-
магнитного резонанса скорость изменения вектора М определяется
из выражения
<Ш/Л = [(%оВ - iW)/Tj] - у2В?Т2М. (252)
Постепенно процесс стабилизируется и установится опреде-
ленное распределение ядер по уровням, соответствующее некото-
рому вектору намагниченности Ms, который можно найти из пре-
дыдущего уравнения, полагая в нем dMJdt = 0 и М — М3.
Тогда получим
Ms = (ХоВ)/(1 + = XoBz, (253)
где величина z = (1 + ^BiTiTz)-1 называется фактором насы-
щения, характеризующим конечный избыток числа ядер на ниж-
нем энергетическом уровне по сравнению с соседним верхним.
При Вх ~ 0 получим z = 1, при котором Ма — Мк.
Закон изменения вектора намагниченности М под действием
двух полей — поляризующего В и деполяризующего Вх — най-
дем путем интегрирования уравнения (252). В результате получим
М = - е-'/г**) = Ms (1 - е~"г*г). (254)
Здесь постоянная времени процесса T\z < 7\.
В случае, когда вещество перед входом в область магнитных
полей В и Вх уже имело некоторый вектор намагниченности
Л4ВХ, то вместо предыдущего уравнения получим
М = XoBz (1 - е_</г,г) + Л4вхе_</Г,г. (255)
Из этого уравнения, как частные случаи, вытекает при Л4ВХ = О
уравнение (254), а при Л4ВХ = 0 и z = 1 уравнение (250).
Указанные уравнения изображены графически на рис. 295.
Все они имеют характер экспонент. Кривая 1 с постоянной вре-
мени Тг построена по уравнению (250). Она показывает процесс
поляризации ядер в поле В постоянного магнита при отсутствии
поля Вх. Кривая 2 изображает процесс деполяризации после созда-
ния резонансного поля Вх. Она соответствует уравнению (255),
в котором Л4ВХ = Л4К = ХоВ. Кривая 3 показывает процесс по-
ляризации при одновременном включении полей В и Вх, описы-
496
Рис. 295. Изменение во вре-
мени вектора намагниченно-
сти М вещества
ваемый уравнением (254) с постоянной времени T\z, а кривая 4 —
тот же процесс, когда на входе уже имеется вектор намагничен-
ности Лвх. Эта кривая соответствует уравнению (255).
25.2. Зависимость сигнала ядерно-
магнитного резонанса от расхода жидкости
Искомую зависимость можно получить из уравнения
(255), зная среднюю скорость v движения вещества и длину I
его пути в преобразователе расхода, где одновременно имеются
постоянное В и резонансное магнитные поля. Для этого надо
[9] в уравнении (255) время t выразить через отношение lx/v,
где 1Х — текущая длина пути в области полей В и Подстав-
ляя в это уравнение t = lx/v, получим закон изменения вектора
Л4ВХ по длине пути
Mlx = + XoBz (1 - е-гх/и?12).
Среднее значение вектора на всем пути I найдем из урав-
нения
i
/И = (1/0 J Mlxdlx.
о
Интегрируя, получим
М = (/Ивх - ХоВг) vz7\(l - + ХоВг. (256)
Амплитуда сигнала ядерно-магнитно го резонанса при движу-
щейся жидкости А пропорциональна вектору М, а при неподвиж-
ной жидкости Ао (при тех же самых полях В и Вх) — вектору М3,
определяемому уравнением (253). Следовательно,
(А - Ао)/Ао — (Л4 ~ М3)/М3.
Подставляя сюда значения М. и М3 из уравнений (256) и
(253), получим
(А - Ао)/Ао = [(/Ивх - ХоВг)/(ХоВ)] (1 - е-'/«^) (у7\/0-
497
Приняв допущение z 1 и учитывая, что ЛГВХ = faB, что
достигается поляризацией в поле магнита, расположенного на
пути вещества перед входом в переменное резонирующее поле
с индукцией В1( получим
(Л - Ло)/Ло = vTJl = QoTi/V, (257)
где Qo — объемный расход жидкости; V — объем трубопровода,
находящийся в резонирующем поле.
Таким образом, объемный расход Qo прямо пропорционален
приращению амплитуды сигнала и обратно пропорционален про-
дольному времени релаксации Тх.
25.3. Преобразователи расхода
Как правило, первичный преобразователь ядер не-
магнитных расходомеров включает в себя поляризатор, создающий
постоянное магнитное поле с индукцией В, и «резонатор», в кото-
ром под воздействием переменного поля ларморовой частоты осу-
ществляется ядерно-магнитный резонанс (ЯМР). Но ввиду труд*’
ности точного измерения амплитуды сигнала последнего в боль-»
шинстве случаев между поляризатором и «резонатором» помеща-*
ется так называемая катушка нутации, назначение которой
воздействовать на вектор намагниченности ядер, выходящих из
поляризатора. В этом случае, как будет показано далее, измеряется
не значение сигнала ЯМР, а какая-либо другая величина, свя-
занная с ним, например сила тока в катушке нутации или время
перемещения вещества от нее до катушки, воспринимающей сиг-
нал ЯМР.
Поляризатор состоит из магнита (реже катушки), обеспечиваю-
щего постоянство и достаточно высокое значение вектора намагни-
ченности жидкости М. «Резонатор» включает в себя постоянный
магнит, одну или две катушки модуляции и одну или две катушки,
возбуждающие и воспринимающие сигнал ЯМР. Магнит резона-
тора (иногда катушка) образует постоянное магнитное поле с ин-
дукцией Вр. Катушки модуляции, располагаемые с обеих сторон
трубопровода, питаются от генератора низкой частоты <ом. С этой
частотой они изменяют индукцию поля Вр, а следовательно, и его
резонансную частоту сор = уВр. Это делается для того, чтобы об-
легчить выделение сигнала ЯМР из шумов и наводок с помощью
резонансного усилителя, настроенного на частоту <ом. Для полу-
чения в приемной катушке сигнала ЯМР, который пропорциона-
лен проекции намагниченности М на направление, перпендикуляр-
ное к полю Вр, надо воздействовать на жидкость переменным по-
лем с резонансной частотой сор, направленным перпендикулярно
к Вр.
В случае применения двух отдельных катушек одна из них,
окружающая трубу, — воспринимающая, а другая, ось которой
перпендикулярна как к оси первой, так и к направлению поля
498
Bp, — возбуждающая. Последняя состоит из двух секций, раз-
мещенных по обе стороны от трубы. Она присоединяется к высо-
кочастотному генератору и создает резонансное поле частотой <ор.
Такой метод детектирования сигнала ЯМР называется методом
скрещенных катушек, или методом Блоха. Приемная катушка
присоединяется к усилителю. Ее длина в несколько раз меньше
длины возбуждающей катушки, что способствует уменьшению
влияния релаксации ядерной намагниченности жидкости при
проходе через нее. Длину ее 1К рекомендуется выбирать из усло-
вия 1К 7\v, где 7\ — время релаксации; у — средняя скорость
жидкости.
Другой способ состоит в применении одной катушки, окружаю-
щей трубу, которая одновременно возбуждает резонансное поле
с частотой (ор и воспринимает сигнал ЯМР. Последний восприни-
мается на фоне напряжения, создаваемого высокочастотным гене-
ратором, подключенным к катушке и возбуждающим резонансное
поле. В предыдущем же случае для двух отдельных катушек
сигнал ЯМР наблюдается на фоне наводки от возбуждающей
катушки. В том и другом случае для выделения сигнала из фона
применяются фазочувствительные схемы. Составляющая сигнала
в фазе с фоном называется сигналом абсорбции, а составляющая,
сдвинутая по фазе на л/2, сигналом дисперсии.
Необходимую длину магнита поляризатора /п можно опреде-
лить из условия получения достаточного значения вектора на-
магниченности Л4П на его выходе. Время пребывания жидкости
в поляризаторе t = Vn/Q0, где Vn = jid2/n/4 — объем трубопро-
вода в пределах магнита поляризатора. Подставляя это значе-
ние t в уравнение (250), получим
МП = Л1К(1— е-т),
где m = Vn/Q07\.
Имеем Л4П = 0,865Л4к при m = 2 и Л4П = 0,95Л4к при m —
= 3. Следовательно, для того чтобы вектор намагниченно-
сти ЛГП на выходе из поляризатора достиг не менее, чем 95 %
от возможного предельного значения, равного Л4К, надо удовлетво-
рить неравенству Vn > 3QO7\ или, что то же, неравенству /п >
Зу7\, где v — средняя скорость в трубопроводе.
Сказанное справедливо при турбулентном режиме течения, при
ламинарном же при одном и том же значении v намагниченность
будет меньше. Поэтому здесь для определения уп и /п рекомен-
дуются неравенства Vn > и ivTx.
Из этих уравнений видно, что с увеличением Qinax надо уве-
личивать длину /п или диаметр трубки. Но при большом диаметре
создать сильное магнитное поле трудно, а увеличение скорости v
и соответственно длины магнита /п имеет свои пределы. Поэтому
ядерно-магнитные расходомеры пригодны преимущественно для
измерения небольших расходов в трубах малого диаметра (обы-
чно не более 100—150 мм). Максимальный расход Qmax, достижи-
499
Рис. 296. Зависимость вектора
намагниченности Afo/Xo^n от
расхода при различных значе-
ниях k ~ Vn/Va
мый при данном значении Vn, опре-
деляется из уравнения
Qmax — Va]fn7\. (258)
Он может быть несколько увеличен
за счет уменьшения т до значений,
равных 1,5—2, и, следовательно,
уменьшения вектора намагниченно-
сти /Ип.
Другие требования предъявля-
ются к длине /с и объему Vc труб-
ки, соединяющей поляризатор с
«резонатором», время пребывания
жидкости в которой t = Vc/Q0.
Надо стремиться к уменьшению t
с тем, чтобы уменьшить деполяризацию ядер в этой трубке,
находящейся в рассеянном поле с индукцией Вс. Зависи-
мость намагниченности Мс на выходе из соединительной трубки
можно найти из уравнения (251), полагая в нем Л1ВХ = Мп и
t = VJQ0:
Мс = ХоВс (1 — е~п) + /Ипе-П,
где л = VC/QOTX.
Считая Вс <^ВП, получим Мс ~ Л1пе-П. При п = 0,1 имеем
Мс — 0,9Мп, а при n = 1 получим Мс = 0,37Л!п.
Так как с уменьшением расхода время t пребывания жидкости
в соединительной трубке возрастает, то минимально допустимый
расход Qmln надо находить из уравнения
Qmln — Ус/п7\.
(259)
Деление уравнений (258) и (259) друг на друга дает
Qmax/Qmln = nk/m,
где k = VJVe.
Для увеличения диапазона измерения надо увеличивать зна-
чение k. При Qmax/Qmin = Ю ПОЛуЧИМ k = 10л//П.
Зависимость вектора Мс от отношения Qo7\/Vn и от k показана
на рис. 296. С увеличением k снижается расход QonT, при котором
достигается максимальная намагниченность Mcmax. Значение QonT
и соответствующее значение ^сгпах можно определить по форму-
лам [9]:
Qonr = Vn/Tilnfl+A);
MCmax = X0Bn*/(l+*)(I+*)/*.
Уменьшение расхода по сравнению с QonT снижает Л4С вслед-
ствие деполяризации жидкости в соединительной трубке, а увели-
чение — уменьшает /Ис из-за сокращения времени нахождения
жидкости в поляризаторе.
500
25.4. Разновидности ядерно-магнитных
расходомеров
Основные разновидности ядерно-магнитных расхо-
домеров — амплитудные, частотные, нутационные и меточные,
причем последние подразделяются на временные, амплитудно-
частотные и фазово-частотные. Кроме того, имеются и некоторые
другие промежуточные схемы приборов.
Амплитудные расходомеры. Эти расходомеры — наиболее про-
стая и очевидная реализация идеи измерений расхода на основе
явления ЯМР. В них измеряется непосредственно амплитуда ре-
зонансного сигнала, зависящая от расхода вещества, как это сле-
дует из уравнения (257). Преобразователь расхода состоит из
поляризатора, резонатора и участка трубы, по которому проте-
кает жидкость. Резонатор включает в себя магнит, одну или две
катушки модуляции, катушку, связанную с высокочастотным ге-
нератором, возбуждающим в ней переменное магнитное поле и
катушку, воспринимающую сигнал ЯМР. Последняя катушка
обычно наматывается на трубопровод и включается в контур, на-
строенный на резонансную частоту. Катушка же возбуждения де-
лается седловидной. Ее ось нормальна индукции поля магнита
резонатора н оси приемной катушки. Между катушками распо-
ложены гребнеобразные экраны. Все это способствует умень-
шению наводки из возбуждающей в приемную катушку. Сущест-
вует и более простая модификация преобразователя амплитудного
расходомера, в которой обе эти катушки заменены одной, намо-
танной на трубопровод. Она возбуждает резонансное магнитное
поле, и она же воспринимает сигнал ЯМР. Наконец, в самом
простом случае резонатор состоит лишь из одной подобной ка-
тушки; магнит и модуляционные катушки отсутствуют. Достоин-
ства амплитудных расходомеров — простота устройства и линей-
ность шкалы прибора. Но погрешность измерения у них значи-
тельная (5—7 %), потому что амплитуда сигнала ЯМР зависит
от многих причин, в том числе от времени релаксации 1\, темпе-
ратуры жидкости и ее состава, постоянства и однородности магнит-
ного поля. Амплитудные расходомеры находят применение при
лабораторных и медицинских исследованиях.
Частотные расходомеры. При несимметричном расположении
относительно плоскости, параллельной внешнему полю катушки,
создающей переменное резонансное поле, и траектории движения
жидкости ядерно-магнитиый резонанс наблюдается при частоте со,
немного отличной от ларморовой частоты <ол. Сдвиг частоты Асо =
= со — <ол пропорционален объемному расходу Qo. Расходомеры,
измеряющие Асо, можно назвать частотными. К нх числу следует
отнести приборц, не имеющие обычного поляризатора, а измеряю-
щие расход жидкости, используя ядерно-магнитный резонанс в
магнитном поле земли [2]. Они могли бы применяться для изме-
рения расхода нефти и других веществ в полевых условиях, в тру-
501
бах, расположенных вдали от любых источников местного возму-
щения магнитного поля земли. Преобразователи опытных образ-
цовых таких расходомеров состояли из кольцевого участка трубы,
на котором наматывается катушка, расположенная в плоскости,
перпендикулярной к земному полю. Через катушку пропускается
ток, образующий поле напряженностью около 8000 Ам-1. Оно
создает ядерную намагниченность жидкости, направленную па-
раллельно полю. После выключения тока вектор намагниченности
прецессирует вокруг направления поля Земли Н3 и наводит в ка-
тушке ЭДС индукции. В каждом сечении кольцевого участка трубы
начальная фаза прецессии различна, поэтому при приходе жид-
кости из соседнего сечения происходит дополнительное изменение
фазы намагниченности относительно оси катушки. Это сдвигает
частоту сигнала ЯМР относительно частоты уН3 на значение
v/R, где v — средняя скорость жидкости, а 7? — средний радиус
кольца. При испытании нескольких таких приборов их погреш-
ность оказалась в пределах ± (1—6) %.
Иногда частотными помимо вышеуказанных называют меточ-
ные и нутационные расходомеры, в которых выходной измеряемой
величиной является частота. Подобные расходомеры правильно
называть меточно-частотными и нутационно-частотными.
Нутационные расходомеры. Характерное отличие нутацион-
ных расходомеров от амплитудных состоит в том, что между поля-
ризатором и «резонатором» на трубе, по которой протекает жид-
кость, располагается особая катушка, называемая катушкой
нутации. Ее назначение — отклонять вектор намагниченности
ядер от направления магнитного поля, в котором она находится,
на некоторый угол 0 и тем менять проекцию ядерной намагничен-
ности от значения Л4Н1 до значения МВа = где kH — ко-
эффициент нутации. Для этого катушка нутации питается пере-
менным током, создающим магнитное поле с амплитудой индук-
ции Вн. Угловая частота этого поля равна ларморовой, соответ-
ствующей тому магнитному полю, в котором находится катушка.
Коэффициент нутации kH изменяется по закону косинуса и зави-
сит от Вн и от расхода жидкости. Он может иметь значения от +1
до —1. При kH = 0 угол 0 = л/2 и жидкость будет деполяризо-
вана. При дальнейшем возрастании амплитуды индукции Вн
можно получить kH = —1 и угол 0 = л. При этом будет полный
поворот, или инверсия, вектора намагниченности.
Угол 0 возрастает с увеличением В„, но уменьшается с увели-
чением расхода Qo или скорости v прохода жидкости через ка-
тушку нутации. Поэтому, измеряя Вн (путем измерения силы i
тока в катушке) при каком-нибудь определенном угле нутации 0,
можно нейти расход Qo. Обычно в нутационном расходомере с по-
мощью следящей системы регулируют силу тока i так, чтобы
k№ = 0 и 0 = л/2. В этом случае амплитуда сигнала ЯМР в резо-
наторе будет равна нулю. В нутационном расходомере [9] воз-
можны два случая.
502
1. Магнитное поле, в котором находится нутационная катушка,
однородно. Это может быть, если катушка расположена далеко
от поляризатора, или, что лучше, если она находится в поле
своего магнита. Тогда коэффициент нутации kB найдем из урав-
нения kB = cos 0. Здесь угол 0 = уВт = yBHVH/Q0, где т —
время нахождения ядер в поле Вв; VB — объем жидкости внутри
катушки.
При 0 = л/2 имеем Qo = у/н^н/л-
Таким образом, при равномерном поле расход прямо пропор-
ционален амплитуде индукции поля Вв, а значит и силе тока i
в катушке нутации. Но существенным недостатком подобного рас-
ходомера является многозначность шкалы. Ядра полностью де-
поляризуются в поле катушки нутации не только при 0 = л/2,
но также и при 0 — Зл/2, 0 = 5л/2 и т. п. Тогда при быстром
уменьшении расхода в три раза вместо угла нутации 0 = л/2
возникнет угол 0 = Зл/2 и прибор покажет неправильный расход.
Поэтому расходомеры с однородным полем можно применять лишь
в ограниченных случаях.
2. Неоднородное поле в катушке нутации будет при отсутствии
дополнительного магнита, когда катушка находится вблизи от
магнита поляризатора. В этом случае показания прибора будут
Зависеть от градиента индукции поля grad Вв, направленного
параллельно скорости и жидкости. При этом коэффициент нута-
ции kB можно определять из уравнения
kM = 2е-а — 1.
Здесь а = n2yB„d2/8Qo grad Вв, где d — диаметр трубопровода
внутри катушки нутации. Угол 0 = л/2 будет в том случае,
когда показатель а = In 2.
Тогда получаем
Qo = лгу d2BB/8 In 2 grad Вв.
Здесь между расходом Qo и амплитудой индукции Вв, а поэтому
и силой тока i в катушке нутации будет квадратичная зависи-
мость.
На рис. 297 изображена структурная схема нутационного
микрорасходомера с неоднородным магнитным полем, разработан-
ного в Ленинградском технологическом институте им. Ленсовета
(ЛТИ) с нижним пределом измерения 0,1 л/ч. Преобразова-
тель расхода состоит из трубопровода 1 диаметром 2 мм, поляри-
затора 2, катушки нутации 3 и «резонатора», включающего в себя
магнитную систему 4—6, катушки модуляции 7 и катушку приема
сигнала ЯМР 8. Расстояние между корпусом поляризатора и
магнитной системой «резонатора» 8 мм, расстояние катушки ну-
тации от магнита поляризатора 11 мм, а от приемной катушки
«резонатора» 23 мм. Магнитная система поляризатора имеет форму
замкнутого цилиндра с наружным диаметром 86 мм и высотой
40 мм. Сердечник — постоянные магниты марки ЗБА. Индукция
503
поля Ва — 0,4 Тл. Магнитная
система «резонатора» состоит из
цилиндрического ярма 4 диа-
метром 42 мм и высотой 32 мм,
двух сердечников 5 в виде
кольцевых керамических по-
стоянных магнитов диаметром
16 мм и высотой 6 мм и двух
полюсных наконечников 6 в виде
усеченных конусов, обращен-
ных большими основаниями
в сторону рабочего зазора.
Индукция в рабочем зазоре
0,05 Тл.
Измерительная часть расходомера состоит из измерителя ма-
гнитной индукции ЕП-2 и самопишущего электронного потен-
циометра К.СП-4. Катушки модуляции питаются от генератора
низкой частоты 14, а приемная катушка — от генератора высокой
частоты 9. При изменении расхода в приемную катушку 8 посту-
пает жидкость с положительной или отрицательной намагничен-
ностью. Возникающий сигнал ЯМР проходит через усилитель
высокой частоты 10, детектор 11, усилитель низкой частоты 12
и поступает в синхронный детектор 13. При этом на его выходе
появляется напряжение, знак которого зависит от направления
изменения расхода. Это напряжение в вибропреобразователе 15
преобразуется в переменное напряжение с частотой 50 Гц, усили-
вается усилителем 16 и подается на реверсивный двигатель 17,
который через редуктор соединен с потенциометром 19, регулиру-
ющим выходное напряжение генератора 18, подключенного к ка-
тушке нутации Расход определяется по положению стрелки или
пера потенциометра. Кроме того, его можно измерять по ампли-
туде напряжения генератора 18.
Малые массы и габаритные размеры магнитных систем благо-
даря применению кольцевых сердечников и их экранирование
с помощью замкнутого ярма позволило расположить поляризатор
и «резонатор» вблизи друг от друга. Это повысило отношение
сигнала к шуму и снизило значение минимального расхода. На
нижнем пределе измерения 0,1 л/ч относительная погрешность
составляет 10 %, а в середине шкалы и на верхнем пределе 4 л/ч
относительная погрешность не более 2 %. Столь большой диапа-
зон измерения (4 : 0,1 = 40) достигнут вследствие того, что шкала
расходомера не линейная, а обратно-квадратичная. При желании
иметь линейную шкалу прибора надо, учитывая, что между рас-
ходом Qo и силой тока t в катушке нутации существует обратно-
квадратичная зависимость, измерять ток I с помощью термоэлек-
трического миллиамперметра.
Нутационные расходомеры имеют перед меточными преимуще-
ство благодаря более высокому отношению сигнала к шуму, что
504
достигается не только возможностью близкого расположения по-
ляризатора к резонатору, но и возможностью применения узко-
полосных схем детектирования. В меточном расходомере метки
жидкости имеют широкий спектр частот, для пропускания кото-
рого требуется широкополосный канал. Перед амплитудным рас-
ходомером преимущество нутационного состоит в большей точ-
ности измерения и отсутствии зависимости показаний от времени
релаксации 7\. Нутационные расходомеры целесообразны в ка-
честве промышленных приборов, прежде всего для измерения
малых и микрорасходов.
Меточные расходомеры. В меточных ядерно-магнитных расхо-
домерах на каком-либо участке пути от поляризатора до приемной
катушки «резонатора» производится создание метки в потоке путем
изменения вектора намагниченности ядер. Расход Qo опреде-
ляется по времени t прохождения жидкостью пути L от отметчика,
создающего метку, до приемной катушки. Очевидно, имеем
Qo = kLnd2/4t = kVLlt,
где k — поправочный множитель, учитывающий реальные усло-
вия измерения времени t', VL — объем участка трубопровода
длиной L. Существует много разновидностей ядерно-магнитных
меточных расходомеров, различающихся как способом создания
метки в потоке, так и методом измерения времени t.
Чаще всего отметчиком жидкости служит нутационная ка-
тушка, находящаяся между поляризатором и «резонатором». Через
нее импульсами длительностью т периодически пропускается пе-
ременный ток, создающий резонансное поле с индукцией Ва.
Обычно коэффициент нутации ku выбирают так, чтобы при kH = О
деполяризовать ядра или же при kB = —1 осуществить инверсию
• их намагниченности. В последнем случае отношение сигнала
к шуму в два раза больше. Время iB прохождения жидкости через
катушку нутации длиною ZH, зависящее от расхода Qo, не должно
влиять на коэффициент kH. Для этого надо иметь или очень корот-
кие импульсы, чтобы их длительность т была много меньше t
при наибольшем расходе, или же наоборот, длительность т должна
быть достаточно большой, чтобы получить угол нутации 0 > 5л.
В последнем случае достигается kn = 0 вследствие расфазировки
ядерной намагниченности в различных точках поперечного сече-
ния потока.
Имеются и другие способы отметки ядер. Так, в американских
расходомерах [12, 13], отметка производится импульсным изме-
нением величины постоянного магнитного поля в резонаторе,
доводящем его до такого значения, при котором частота осцилли-
рующего поля в приемной катушке становится резонансной. Это
Достигается путем кратковременного пропускания импульсного
постоянного тока через катушку отметчика, расположенного
в поле магнита «резонатора» на расстоянии L от приемной ка-
тушки (впереди от нее).
505
Рис. 298. Схема амплитудно-частот-
ного меточного ядерно-магнитного
расходомера
Рис. 299. Схема фазочастотного меточ-
ного ядерно-магнитиого расходомера (раз-
ность фаз л/2)
Также различны могут быть и методы измерения времени t
прохода меткой контрольного пути L. Во временном методе схема
включается в момент начала (или конца) отметки и выключается
в момент изменения амплитуды сигнала в приемной катушке
до заданного уровня А, обычно до половины максимального изме-
нения амплитуды. При этом способе шкала нелинейна. При ча-
стотном методе измеряется частота повторения циклов отметки.
Отметка включается в момент возрастания амплитуды сигнала А
и выключается в момент уменьшения ее до того же значения.
При этом отметчик работает в течение времени t, пока передний
фронт метки не достигнет приемной катушки, и затем, тоже в те-
чение времени t, выключен. Отсюда частота отметки F = 1/2/.
Подставляя это в предыдущее уравнение, получим
Qo = 2kVLF.
Следовательно, частота F прямо пропорциональна расходу.
Этот метод иногда называют амплитудно-частотным, для отличия
его от фазочастотного, при котором частота F повторения циклов
отметки устанавливается из условия обеспечения заданного сдвига
фаз (обычно л/2) между фазой отметки ядер и фазой сигнала ЯМР.
Напряжение отметки включено лишь в течение первой половины
времени прохождения метки через приемную катушку, а во вто-
рую половину сигнал отметки выключен. Поэтому здесь частота
оказывается в два раза выше, чем у амплитудно-частотных и рас-
ход Qo определяется по формуле
Qo = 4kVLF.
На рис. 298 изображена схема амплитудно-частотного меточ-
ного расходомера [6], разработанного для измерения расхода
воды, ацетона и других жидкостей, в диапазоне от 0,08 до 1,4Х
X 10~6 м3/с. Магнит поляризатора 1 из стали «магнико», полюсные
наконечники из стали марки Ст.З. В зазоре размером ЮхЮх
Х200 мм, имеющем индукцию поля 0,6 Тл, расположена труба
из немагнитной стали диаметром 10 мм. Полюсные наконечники 3
магнитной системы «резонатора» из железа «Армко». Индукция
поля 0,13 Тл. К этим наконечникам прикреплен каркас из фторо-
506
пласта, на котором расположены катушки модуляции поля 4 и
приемно-возбуждающая резонансное поле катушка 5. Между по-
ляризатором и «резонатором» расположена катушка отметчика 2,
питаемая резонансной частотой от генератора 9 через электронный
ключ 8. Когда последний включен, жидкость из катушки отмет-
чика 2 выходит деполяризованной. Пройдя за время t расстоя-
ние L между катушками 2 и 5, она прекращает в катушке 5 дей-
ствие ЯМР и сигнал последнего пропадает. На выходе схемы вы-
деления 6 возникает отрицательный перепад напряжения, отклю-
чающий через ключ 8 генератор 9 от катушки отметчика 2. Через
время t поляризованная жидкость достигает катушки 5 и в по-
следней возникает сигнал ЯМР, образующий на выходе схемы
выделения положительный перепад напряжения, который вновь
подключает генератор к катушке отметчика. Частота повторения
цикла F = 1/2/ = u/2L, где v — скорость течения жидкости. Эта
частота с помощью схемы 7 преобразуется в постоянное напряже-
ние, измеряемое указывающим или самопишущим прибором.
Средняя квадратическая погрешность измерения расхода 1 %.
На рис. 299 показана схема меточного фазочастотного расходо-
мера, разработанного американской фирмой «Баджер-митер»,
[12, 131. Жидкость по трубопроводу / диаметром 26 мм проходит
в межполюсном пространстве постоянного керамического магнита 2
поляризатора, создающего поле с индукцией 0,1 Тл, и затем по-
ступает в «резонатор». Магнитное поле последнего с индукцией
0,0087 Тл, направленное перпендикулярно к оси трубопровода,
создается катушкой 4, питаемой постоянным током. Ось ка-
тушки 5, возбуждающей резонансное поле, перпендикулярна как
к оси катушки 4, так и к оси трубопровода, на котором намотана
приемная катушка 6. Возбуждающая катушка 5 питается от ге-
нератора 7 частотой 250 кГц. Приемная катушка 6 присоединена
к резонансному усилителю 8, настроенному на частоту 242 кГц,
причем сигнал ЯМР определяется на нижней боковой полосе.
Кроме того, имеется еще катушка модуляции, ось которой парал-
лельна оси катушки 4. Она питается от генератора частотой 8 кГц.
Роль отметчика выполняет катушка 3, находящаяся в постоянном
магнитном поле «резонатора» и в переменном поле возбуждающей
катушки 5. Катушка 3 находится на расстоянии 29 мм от прием-
ной катушки 6 и питается от генератора коротких импульсов 10.
Амплитуда последних такова, что повышает индукцию поля,
в котором находится катушка 3, до резонансной частоты 250 кГц.
Длительность импульсов устанавливается такая, чтобы обеспе-
чить поворот ядерной намагниченности на угол л/2, т. е. раз-
магнитить жидкость. Частота F повторения импульсов задается
генератором 10, который управляется фазочувствительной схе-
мой 9, автоматически поддерживающей разность фаз импульсов
отметки ядер и сигнала ЯМР, равной л/2. Тогда время i прохожде-
ния жидкостью расстояния /м между серединами катушек 3 и 6 будет
равно четвертой части от длительности периода отметки Т = 1/F.
507
Рис. 300 Схема фазочастотного (раз-
ность фаз л) меточного ядерно-магнитного
расходомера
Поэтому объемный рас-
ход Qo будет определяться
по формуле
Qo = nd*lMF.
Преобразователь расхода
заключен в цилиндрический
кожух диаметром 1,7 мм и
длиной 730 мм [8]. Внутри
проходит керамический тру-
бопровод с d = 25 мм. Все
промежутки между поляри-
затором и резонатором залиты
эпоксидной смолой с керами-
кой, содержащей 99,5% алюминия. Это устраняет микрофонный
эффект и позволяет выдерживать давление до 8 МПа. На выходе
схемы для измерения расхода имеется миллиамперметр 11, в ко-
торый поступает постоянный ток от 4 до 20 мА, пропорциональный
скорости счета импульсов F. Кроме того, имеется семиразрядный
счетчик для измерения количества прошедшей жидкости. Преоб-
разователь расхода предназначен для работы в диапазоне темпе-
ратур от —40 до +150° и служит для измерения расхода различ-
ных нефтехимических продуктов и топлив индустриальных масел,
хлоропрена, ксилана, бутилового спирта и спирта ректификата,
газолина и даже газа (нефтяного и природного) при высоких
давлениях. С пропиленовой трубой он был испытан и для изме-
рения расхода концентрированной серной кислоты.
На рис. 300 показана схема ядерно-магнитного расходомера,
названного авторами [31 импульсно-компенсационным, который
с достаточным правом можно отнести к фазочастотным меточным
расходомерам, поскольку в нем измеряется частота отметок,
осуществляющая инверсию ядериой намагниченности, т. е. пово-
рот фазы вектора намагниченности на угол. Жидкость проходит
через поляризатор 1, катушку инверсии (отметчик) 2 и поступает
в «резонатор», состоящий из соленоида 3, создающего постоянное
магнитное поле, катушки 4, питаемой от генератора 7 резонансной
частоты, и приемной катушки 5, связанной с устройством 8, вы-
деляющим сигнал ЯМР. Поскольку направление поля, создавае-
мого соленоидом 3, совпадает с осью трубы, катушка 5 выполнена
в виде пары седлообразных обмоток, магнитная ось которых
перпендикулярна к трубопроводу. При отсутствии тока в ка-
тушке 2 ядерная намагниченность, полученная в поляризаторе 1,
не меняет своего направления и на выходе устройства 8 будет
сигнал положительной полярности.
Периодически через катушку 2 пропускаются импульсы тока,
создающие поле, направленное навстречу полю поляризатора и
превышающее его по напряженности. При этом происходит ин-
версия ядерной намагниченности и на выходе устройства 8 воз-
508
никнет напряжение отрицательной полярности. Устройство 8
связано с интегратором 9 положительных и отрицательных сигна-
лов. Генератор инвертирующих импульсов 10 и их формирова-
тель 13 автоматически обеспечивают такую их частоту F, чтобы
на выходе интегратора 9 была нулевая намагниченность потока
При этом частота F оказывается пропорциональной расходу Qo,
который может быть определен по формуле Qo = (1 -f- ^и) УЯР>
где Уя — объем, в котором действует инвертирующий импульс;
ka — средний коэффициент инверсии в объем Уя (ku = 0,74-0,9).
На выходе имеется счетчик импульсов 11 и преобразователь ча-
стоты в ток 12. Магнитный экран 6 служит для защиты от магнит-
ных и электрических полей. Прибор построен для измерения рас-
хода водорода или фторосодержащих жидкостей от 10 до 180 м3/ч
в трубах диаметром 80 мм. Относительная погрешность ±1 %.
Поляризатор, имеющий диаметр 300 и длину 1050 мм, создает
поле с индукцией 0,07 Тл. Остальная часть преобразователя,
защищенная экраном, имеет диаметр 300 и длину 800 мм. Схемы
других частотно-импульсных расходомеров приведены в рабо-
тах [10, 11 ].
25.5. Рекомендации по выбору и применению
ядерно-магнитных расходомеров
Ядерно-магнитные расходомеры пригодны для ве-
ществ, в составе которых имеются ядра с достаточно большими
значениями магнитных моментов р. К таким ядрам в первую оче-
редь относятся ядра водорода, у которых гиромагнитное отноше-
ние у = 42,57 МГц/Тл. Близки к ним ядра фтора. У них у =
= 40,007 МГц/Тл. У остальных элементов магнитные моменты р
и гиромагнитные отношения у значительно меньше. Так, у фос-
фора р составляет только 7 % от магнитного момента ядер водо-
рода, а у = 17,24 МГц/Тл. Но в работе [13] упоминается, что
разрабатываются ядерно-магнитные расходомеры не только для
веществ с ядрами фосфора, но даже и с ядрами хлора, у кото-
рого р более чем в двадцать раз менее, чем у фосфора, а у =
= 4,176 МГц/Тл.
Область применения ядерно-магнитных расходомеров ограни-
чивается практически лишь жидкостями, поскольку у них кон-
центрация резонирующих ядер значительна; но в принципе воз-
можно их применение и для газов при высоких давлениях, когда
плотность газов велика. Кроме того, жидкость должна иметь
достаточно большое продольное время релаксации 7\ — не ме-
нее 0,1 с.
Наиболее перспективно применение ядерно-магнитных расхо-
домеров для сред с очень низкой удельной электрической прово-
димостью, менее чем (10-8—105) См/м, т.*е. в области, недоступной
для промышленных электромагнитных расходомеров. Заметим,
что с повышением электрической проводимости жидкости у ядерно-
509
магнитных расходомеров уменьшается отношение полезного сиг-
нала к шуму.
Далее следует иметь в виду ограниченные возможности приме-
нения ядерно-магнитных расходомеров для измерения больших
расходов из-за трудности создания магнитного поля с достаточ-
ной индукцией в больших трубах. Так, уже при трубе диаметром
90 мм индукция поля Вп, создаваемая поляризатором, должна
быть не менее 1 Тл. Что касается малых расходов, то здесь надо
лишь обеспечить, чтобы при Qmln время прохождения жидкостью
измерительного участка не было слишком большим с учетом вре-
мени релаксации 7\. Этого можно достичь путем соответствующего
выбора диаметра трубы. Поэтому ядерно-магнитные расходомеры
применяют для измерения расхода в трубах диаметром не более
100—150 мм.
Во всем диапазоне измерения следует иметь или ламинарный
или развитый турбулентный режим, т. е. обеспечить число Рей-
нольдса менее 2300 или более 10 000. Это надо потому, что при
переходе от одного режима к другому изменяется градуировочная
характеристика прибора из-за различного распределения частиц
по скоростям и, как следствие, разной намагниченности жидкости
на выходе из поляризатора при одной и той же средней скорости.
Одновременно надо иметь в виду, что с уменьшением времени
релаксации 7\ следует увеличивать скорость жидкости v в поля-
ризаторе.
Весьма важно, что ядерно-магнитные расходомеры, предназна-
ченные для измерения расхода жидкостей, имеющих в своем со-
ставе ядра водорода, можно градуировать на воде.
Из различных, рассмотренных разновидностей ядерно-магнит-
ных расходомеров для промышленных целей наиболее пригодны
нутационные и меточные. Первые целесообразны для измерения
весьма малых расходов в трубах диаметром менее 10—15 мм,
особенно для жидкостей с небольшим значением времени релакса-
ции 7\. Для этой цели меточные из-за необходимости иметь изме-
рительный участок определенной длины ие подходят. Тем не ме-
нее, меточные — наиболее распространенные ядерно-магнитные
расходомеры. Погрешность измерения у них лежит в пределах
±(0,5±1,5) %, причем наименьшая погрешность достигается в фа-
зочастотных меточных расходомерах. Но для быстро изменяю-
щихся расходов меточный метод измерения не пригоден. Для этой
цели могут применяться амплитудные расходомеры. Однако вслед-
ствие большой погрешности, достигающей ±(5-4-10) % они нахо-
дят применение преимущественно лишь при различных лабора-
торных и медицинских исследованиях. Частотные расходомеры,
основанные на использовании сигнала ЯМР в магнитном поле
земли, применяются весьма редко.
г л а в a 26. ПАРЦИАЛЬНЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
26.1. Общая характеристика
Парциальными называются расходомеры, основан-
ные на измерении лишь небольшой доли расхода, обычно ответ-
вляемой от основного потока измеряемого вещества.
Применяют различные способы ответвления. В первом из них
в основном трубопроводе устанавливают сужающее устройство
или какое-либо сопротивление, по обе стороны от которого при-
соединяются концы небольшой обводной трубки. Парциальный
поток в последней возникает под влиянием разности статических
давлений рй и р2, создаваемой сужающим устройством или сопро-
тивлением в основном трубопроводе. При втором способе обвод-
ная трубка вводится в основной трубопровод так, что ее переднее
отверстие направлено навстречу потоку, а заднее — в противо-
положную сторону. Парциальный поток в обводной трубке обра-
зуется здесь под влиянием разности динамических давлений
у ее концов. При третьем способе обводная трубка устанавли-
вается на колене трубопровода, где под влиянием центробежной
силы создается разность давления, зависящая от расхода. Этот
способ удобен при измерении расхода воды на всасывающем
патрубке коленчатой формы у крупных вертикальных насосов.
Наряду с основным вариантом парциальных расходомеров,
когда ответвленный поток возвращается в основной трубопровод,
иногда встречаются расходомеры с невозвращаемым ответвленным
потоком и расходомеры, у которых парциальный поток образуется
вспомогательным веществом.
Для возможности определения расхода Q в основном трубо-
проводе по измеренному парциальному расходу q надо знать
функциональную связь между ними или иметь градуировочную
зависимость. Лучше всего, если q прямо пропорционально Q.
Сужающее устройство в основном трубопроводе создает пере-
пад давления Ар в соответствии с уравнением
Ар = k (Q — р)2, (260)
где k — постоянная величина. Этот перепад создает в обводной
трубке расход q в соответствии с уравнением
Др = + М -I- М2.
где klt k2 и k3 — постоянные, характеризующие в обводной трубке
элементы, сопротивление которых не зависит от q, пропорцио-
нально q и пропорционально q2 соответственно.
Решая совместно эти два уравнения, получим в общем случае
зависимость между Q и q
Q = q + Z (^з/^) Ч2 + q + kx/k.
511
В большинстве случаев можно считать и Л, равными нулю,
тогда ____
Q = (I +-/k^k)q = mq,
Здесь /и = 1 -|- у" ka/k.
Откуда следует, что парциальный расход q есть некоторая
часть 1/т расхода Q.
Для обеспечения постоянства &3, а следовательно, и градуиро-
вочного множителя т, в обводной трубке обычно устанавливают
маленькую диафрагму, образующую основное сопротивление в ней
В этом случае получим зависимость
<7/(Q — q) — (ctn&ndn/<xed ) (р/Рп) ’ >
где dn, d, ап, а, 8П, e — диаметры отверстий, коэффициенты рас-
хода и поправочные множители на расширение вещества у пар-
циальной и основной диафрагм соответственно; рп и р — плотности
вещества перед парциальной и основной диафрагмами соответ-
ственно. Тогда множитель т будет определяться уравнением
т = (ae//anendn) (р/Рп)- 0,5 + 1-
При чистом измеряемом веществе т будет сохранять постоян-
ство при условии постоянства отношения плотностей р/рп При
необходимости для обеспечения постоянства р/рп патрон с пар-
циальной диафрагмой можно поместить в основной трубопро-
вод [31. В случае загрязненного газа лучше применять схему
с парциальным потоком,* образованным чистым измеряемым ве-
ществом, например воздухом [71.
Если парциальный поток q в обводной трубке создается за счет
динамического напора, без установки сужающего устройства
в основном трубопроводе, то имеем q = vnf, где va — средняя
скорость в обводной трубке, имеющей площадь поперечного се-
чения f и Q = v0F, где vc — средняя скорость в основном трубо-
проводе, имеющем площадь поперечного сечеиия F. После деле-
ния Q на q получим Q = mq, где т = (ис/ип) U7D-
Таким образом, в этом случае будем иметь прямую пропор-
циональность между Q и q при условии постоянства отноше-
ния ос/рп.
Погрешность измерения расхода Q с помощью парциальных
расходомеров будет выше погрешности измерения парциального
расхода q из-за дополнительной погрешности градуировочного
коэффициента т. От точности его определения будет в сильной
степени зависеть точность измерения Q. Наибольшая точность
может быть получена лишь опытным путем, что не всегда, осо-
бенно при больших расходах, выполнимо.
Основная область применения парциальных расходомеров —
измерение расхода в трубах большого диаметра, например в водо-
оросительных системах при отсутствии преобразователей расхода
большого калибра, или желания иметь сравнительно недорого
512
стоящее средство измерения при допустимости повышенной по-
грешности результата.
Парциальный метод позволяет с помощью одного серийно изго-
товленного калибра преобразователя осуществлять измерение рас-
хода в трубах разного диаметра, как это имеет место, например,
у тепловых парциальных расходомеров. Кроме того, с помощью
особых схем [71 парциальный метод позволяет производить изме-
рение пульсирующих расходов.
26.2. Парциальные расходомеры переменного
перепада давления
Если парциальный поток создается с помощью диа-
фрагмы, установленной в основном трубопроводе, то, как было
указано выше, в обводной трубке полезно иметь диафрагму для
обеспечения пропорциональности между расходами Q и q. Но
измерять парциальный расход q с помощью этой диафрагмы целе-
сообразно разве лишь при пульсирующем расходе. В небольшой
обводной трубке можно сравнительно легко сгладить пульсации
с помощью небольших емкостей. На рис. 301 показана схема пар-
циального расходомера [71, предназначенного для измерения
пульсирующего расхода загрязненного газа В этом случае пар-
циальный поток создается вспомогательным веществом — чистым
воздухом, а диафрагма 8, установленная на обводной трубке, слу-
жит лишь для обеспечения пропорциональности между расходом
воздуха q и расходом Q измеряемого газа. Для измерения рас-
хода q имеется другая диафрагма 4 и дифманометр 2. С обеих
сторон диафрагмы 8 установлены полистироловые мембраны 6 и 9
(толщиной 0,1 мм, диаметром 8 мм), воспринимающие давле-
ния Pj и р2, образующиеся с обеих сторон диафрагмы 7, помещен-
ной в основном трубопроводе. Мембраны 6 и 9 отделяют диа-
фрагму 8 от загрязненного газа, и через нее непрерывно протекает
чистый воздух, предваритель-
но прошедший через фильтр 11
и дроссель 12. В центре мем-
бран 6 и 9 укреплены сталь-
ные диски, находящиеся про-
тив отверстий сопел 5 и 10.
Благодаря этому автомати-
чески поддерживается равен-
ство давлений р3 = рг и
pt = р2. Через сопло 10 из-
быточный воздух удаляется
В атмосферу, а степень от-
крытия сопла 5 определяет
значение парциального рас-
хода q. Для сглаживания
пульсаций давления перед
17 П. П. Кремлевский
8
Рнс. 301. Схема парциального расходо-
мера для измерения пульсирующего рас-
хода загрязненного газа
513
Рис. 302. Схема расходомера
с парциальным невозвращаемым
потоком
измерительной диафрагмой 4 служит небольшая емкость 3, а для
измерения количества прошедшего воздуха — камерный счет-
чик 1. В случае применения расходомера с невозвращаемым пар-
циальным потоком расход <7 последнего можно измерить с помощью
гидравлического сопротивления, обладающего линейной харак-
теристикой, и, кроме того, с помощью особого компенсатора
исключить в значительной мере влияние изменения давления р
и температуры t газа на результаты измерения. Схема такого
прибора [41 изображена на рис. 302.
Перепад давлений рх и р2 в газопроводе 3 создает диафрагма 4.
Ответвляемый парциальный поток проходит через фильтр 2,
диафрагму 1, камеру 19, два сопла 18 и <8, ламинарное сопротив-
ление 10, счетчик газа 11, компенсатор 14 и через сопло 16 уда-
ляется в атмосферу. Давление р3 после диафрагмы 1 практически
равно давлению р2 после диафрагмы 4, благодаря тому, что пло-
щадь мембраны 6 более чем в 1000 раз превосходит площадь
сопла 18, а перепад давления на сопле 18 ограничен регулятором,
состоящим из небольшой мембраны 7, сопла 8 и настраиваемой
пружины 9. Дроссель 5 предназначен для согласования постоян-
ных времени камер, расположенных по обе стороны от мембраны 6.
Для измерения расхода парциального потока служит ламинарное
сопротивление 10 и дифманометр 17, а для измерения его коли-
чества — счетчик газа 11. На выходе из последнего поддержи-
вается постоянная плотность газа с помощью компенсатора 14,
имеющего сильфон 12, внутреннее пространство которого запол-
514
нено газом при некотором избыточном давлении. Заслонка 15,
укрепленная в центре сильфона, регулирует выход газа через
сопло 16. Во избежание автоколебаний сильфона внутренняя
его полость разделена на две части и имеет дроссель 13 для пере-
текания газа из одной части в другую. Заметим, что пропорцио-
нальность между расходами Q и q будет нарушена в результате
загрязнения фильтра 2. Поэтому для измерения расхода загряз-
ненного газа более надежна схема, показанная на рис. 301.
В некоторых схемах [41 для обеспечения равенства темпера-
тур основной и парциальной диафрагмами последнюю заключают
в гильзу, монтируемую в основном трубопроводе.
26.3. Парциальные расходомеры постоянного
перепада давления
При измерении парциального расхода q ротаметром
или другим расходомером постоянного перепада давления не бу-
дет пропорциональности между расходами Q и q. Действительно,
в этом случае зависимость между расходом q и перепадом давле-
ния на концах обводной трубки будет иметь вид
Ар =
где ki — перепад давления на поплавке ротаметра, не зависящий
от расхода; k3 — коэффициент, учитывающий сопротивление всех
остальных частей трубки. Решая это уравнение совместно с урав-
нением (260), получим Q = q -J- [(k3/k) q2 -f- kjk]~0-5; при Q > q
имеем Q = [(£3/£) ?2 + &1/&1-0’5, или Q2 — (k3lk^ q2 = 1. За-
висимость между Q и q, носящая характер гиперболы, изображена
на рис 303. Наименьший расход Qmln, измеряемый таким расхо-
домером, соответствует точке 1 пересечения гиперболы с осью
абсцисс Qmln = (kjk)-0-5. Обозначая Apmax — падение давления
в обводной трубке при qmax, найдем (при Q о), что Qmax =
= (Аргаах/£)"0,5. Тогда диапазон
ЛИТСЯ уравнением QmaX/Qmln =
= (Apmax/^i)-0,5. Если все со-
противление обводной трубки
определяется сопротивлением
ротаметра, то при тяжелых по-
плавках отношение Apmav/fe, =
— З4-6. Применяя подобные
ротаметры в качестве парциаль-
ных расходомеров, получим
диапазон измерения Qmax/Qmln =
~ 1,74-2,5. Этот диапазон будет
возрастать при уменьшении klt
т. е при переходе к более легким
поплавкам и при увеличении
Артах или, что то Же k3, путем
измерения расходомера опреде-
Рис. 303. Зависимость расхода q в об-
водной трубке от основного расхода Q
для парциального ротаметра
17*
515
s)
Рнс. 304. Зависимость диапазона измерения парциального ротаметра: а — от
максимального перепада давления hmax; б — от коэффициента сопротивления k
установки в обводной трубке дополнительного сопротивле-
ния, например диафрагмы. Первое будет приближать точку 1
к началу координат и, следовательно, уменьшать Qmln. Второе
будет снижать наклон асимптоты 0а и удалять точку 2, т. е. будет
увеличивать Отят (рис. 306, а). Если отношение ^.p^k = 100,
то диапазон измерения 0m,v/0m1n возрастет до 10. Положение
точки 1 на рис. 304 зависит также от значения kit т. е. от диаметра
сужающего устройства в основном трубопроводе. Но изменение k
не вызовет возрастания диапазона измерения, так как при умень-
шении k будут в одинаковой мере снижаться значения Qmln и Qmax,
при которых будут достигаться соответствующие перепады АршаХ
и Apmin на обводной трубке. Зона измеряемых расходов будет
при изменении k сдвигаться в ту или другую сторону (рис. 306, б).
В заключение заметим, что загрязнение обводной трубки вызовет
увеличение &3 и снижение угла наклона асимптоты 0а, т. е. на-
рушение градуировочной кривой.
26.4. Парциальные турбинные расходомеры
и счетчики
Турбинные счетчики в качестве парциальных прибо-
ров для измерения количества воды применялись в России проф.
Ланге еще в начале XX в. Аналогичное применение турбинных
счетчиков калибром от 15 до 40 мм при длине обводных трубок
от 600 до 1000 мм рекомендует ВОДГЕО [0171. Диаметр трубки
следует выбирать так, чтобы потеря в ней составляла не более
20 % от общей потери вместе с турбинным счетчиком. Это суще-
ственно снизит влияние загрязнения и коррозии трубок на точ-
ность измерения. Во многих случаях, особенно при загрязненной
жидкости и больших диаметрах труб, для создания разности
давлений у концов обводной трубки вместо стандартной диафрагмы
лучше установить сегментную диафрагму. В работе [0181 приве-
дена конструкция подобного зарубежного прибора. Над верхней
частью сегментной диафрагмы имеется обводной канал, где рас-
516
положена турбинка, перед которой установлен решетчатый фильтр.
Счетный механизм отделен от воды перегородкой, через уплотне-
ние в которой проходит связующая ось.
Для больших диаметров труб в ВОДГЕО разработан перенос-
ной парциальный измеритель количества воды зондового типа
с турбинным счетчиком калибром 20 мм. Входное отверстие обвод-
ной трубки диаметром 20 мм направлено навстречу потоку,
а выходное — в противоположную сторону. Парциальный поток
в трубке устанавливается под влиянием разности динамических
давлений у ее концов.
26.5. Парциальные электромагнитные расходомеры
Имеется положительный опыт применения электро-
магнитных парциальных расходомеров на больших водоводах
оросительных систем [1 ] при скоростях не менее 1,5 м/с. Пар-
циальный поток через обводную трубку создается за счет разности
динамических давлений у концов обводной трубки диаметром
50 или 80 мм. Диаметр основного трубопровода 500—3000 мм.
Оси входного и выходного патрубков обводной трубки распо-
ложены под углом 30° к оси основной трубы. Входное отверстие
находится на расстоянии 0,247? от стенки, а выходное — непо-
средственно у стенки трубы, имеющей внутренний радиус 7?.
Обводная трубка расположена в горизонтальной плоскости, про-
ходящей через диаметр основной трубы. Скорость в обводной
трубке иоб = (0,834-0,87) v, где а — средняя скорость в трубо-
проводе. Располагая выходное отверстие обводной трубки ближе
к центру трубы, можно сделать voG = и, но это усложняет кон-
струкцию. Нужно лишь избегать слишком малых скоростей
в обводной трубке для предотвращения в ней осадков. Подобные
расходомеры можно применять без индивидуальной градуировки,
если имеются прямые участки у основного трубопровода длиною
не менее 207) до и 57) после обводной трубки. При этом погреш-
ность измерения расхода не превышает ±(3-?5) %.
Во ВНИИ ВОДГЕО также разработаны парциальные электро-
магнитные расходомеры воды, предназначенные для труб диаме-
тром 300—2400 мм. Для измерения агрессивных или загрязнен-
ных жидкостей (морская вода, сточные воды и т. п ) обводную
трубку, имеющую внутренний диаметр 24 мм, во избежание кор-
розии выполняют из пластмассы. На ней устанавливают верти-
кально преобразователь электромагнитного расходомера. В верх-
ней части трубки имеется кран для выпуска воздуха. Приведен-
ная погрешность ±3 % [2].
26.6. Парциальные тепловые расходомеры
Термоконвективные тепловые расходомеры благо-
даря полному отсутствию контакта с измеряемым веществом целе-
сообразны во многих случаях практики. Но их преобразователи
517
Рнс 305. Схема теплового
парциального расходомера фир-
мы «Хастингс — Райдист»
предельные расходы: 0,5;
расхода изготовляют обычно лишь
для труб малого диаметра. В случае
применения этих преобразователей
в качестве парциальных они могут
служить также и для измерения
средних и больших расходов. Так,
фирма «Сетарам» (Setaram) с по-
мощью небольшого преобразователя
термоконвекторного расходомера,
потребляющего 100 Вт и находя*
щегося в обводном тракте вокруг
трубы Вентури того или иного
калибра, выпускает приборы на
1; 2; 5; 10; 20; 50 и 100 м3/ч. Эта же
фирма выпускает термоконвективный парциальный микрорасхо-
домер, потребляющий всего 1 Вт. Его нагреватель совмещен
с двумя термометрами сопротивления, образующими два плеча
электрического моста, по разбалансу которого определяется
расход потока.
В качестве примера парциального термоконвективного расхо-
домера на рис. 305 показана схема [6], разработанная фирмой
«Хастингс—Райдист» (Hastings—Ridist). Ее особенность — отсут-
ствие отдельного проволочного нагревателя. Нагревается сама
обводная трубка 3, включенная в контур вторичной обмотки
трансформатора 6. С появлением расхода возникает разность
температур по длине трубки 3, которая воспринимается двумя
термопарами 4 и измеряется милливольтметром 5. Мощность на-
грева постоянная. Расходомер работает на восходящей ветви
кривой. Диафрагма 1 создает разность давлений у концов трубки 3,
а диафрагма 2 обеспечивает пропорциональность между основ-
ным Q и парциальным q расходами. Во избежание засорения
трубки 3, которое может нарушить соотношение между расхо-
дами Q и q, обводную трубку рекомендуется присоединять к верх-
ней части основного трубопровода.
Иногда встречаются схемы [5] парциальных термоконвектив-
ных расходомеров, где автоматически поддерживается постоян-
ный расход q в обводной трубке путем изменения степени откры-
тия регулирующего клапана в основном трубопроводе. Такая
схема разработана в Иркутском НИИхиммаше для измерения
расхода тяжелых остатков перегонки нефти от 0,14 до 7 ч/с и
расхода воздуха от 0,02 до 3 м3/с при давлении 32 МПа. В основ-
ном трубопроводе между местами присоединения обводной трубки
установлен клапан. Самоуравновешивающийся электрический
мост, снабженный пневматическим реле на выходе, поддерживает
постоянную разность температур в термоконвективном преобра-
зователе, перемещая с помощью пневматического исполнитель-
ного механизма клапан так, чтобы перепад на концах обводной
трубки, а значит, и расход q в ней оставался неизменным. Расход Q
518
определяют по степени открытия клапана или по величине управ-
ляющего пневматического сигнала. Смысл схемы — избежать
слишком малой скорости в обводной трубке при малых расхо-
дах q и связанной с этим опасности ее загрязнения.
26.7. Парциальные расходомеры
с осциллирующей струей
В работе [81 исследован парциальный расходомер
о осциллирующей струей, показанный на рис. 306, предназначен-
ный для измерения расхода газа в калориметре. В трубе 2 диаме-
тром 26 мм помещена диафрагма 1. Парциальный преобразователь
расхода с осциллирующей струей 4 связан с трубой 2 двумя тру-
бами 3 и 5 (диаметром 14 мм), расстояние между осями которых
равно 77 мм. Ширина сопла в преобразователе равна 3 мм. Испы-
тания производили при диаметре диафрагмы 1, равном 0; 5,5;
7,0; 8,0; 9,5 и 11 мм. При этом максимальные расходы менялись
от 1 • 10“4 до 6-10“4 м8/с. Во всех случаях в широком диапазоне
имелась пропорциональность между расходом газа и частотой
пульсаций давления. Погрешность измерения расхода ±2 %
в пределах от 0,5.10-4 до 6-10-4 мя/с.
Погрешность сгР зависит от точ-
Рис. 306. Схема преобразователя
парциального расходомера с осцил-
лирующей струей
26.8. Погрешности парциальных
расходомеров
Средняя квадратическая погрешность оо измерения
расхода Q о помощью парциального расходомера выражается
формулой
Ц<2 = / + Ог,
где Од и ог — соответственно средние квадратические погрешности
измерения парциального расхода q и градуировочной зависи-
мости между q и Q. Погрешность измерения ад применяемого
расходомера обычно 0,5—1 %,
ности экспериментального опре-
деления градуировочной зави-
симости между основным Q и
парциальным q расходами.
В общем случае имеем ор=
= /°ЬГ + Ч’ ГДе И %-
средние квадратические погреш-
ности измерения расходов Q и q
соответственно при градуиров-
ке. Если расход q при градуи-
ровке измеряется тем же пар-
циальным расходомером, то
ачг — ач ~ 0,5-i-1 %. Больше
неопределенности возникает при
519
оценке oQ . Обеспечить точное измерение расхода Qr особенно в тру-
бах большого диаметра затруднительно. Только в лучшем случае
можно принять ог<?р = о„г, тогда общую погрешность aQ измерения
расхода Q с помощью парциального расходомера следует оценить
в 1—2 %. Предельная же погрешность будет в два раза больше.
При более грубом определении расхода Qr при градуировке сум-
марная погрешность будет выше приведенных цифр. В эксплуата-
ции погрешность может возрасти в случае засорения обводной
трубки, которое вызовет изменение градуировочной зависимости.
Г л а в а 27. КОНЦЕНТРАЦИОННЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
.---------------- ---------------------- — ..........
27.1. Общая характеристика
Рассматриваемые расходомеры основаны на зависи-
мости от расхода кратности разбавления вещества индикатора,
вводимого в поток. Их называют иногда расходомерами, основан-
ными на методе прививки, на солевом методе, на методе смеше-
ния и т. д.
Существенное достоинство концентрационного метода измере-
ния расхода — отсутствие необходимости знать размеры попереч-
ного сечения трубопровода или другого канала.
Раньше подобные расходомеры служили для измерения рас-
хода воды, причем веществом-индикатором был солевой раствор.
В дальнейшем стали применять другие индикаторы, в частности
радиоактивные изотопы. Это позволило применить концентрацион-
ный метод также для измерения газа и даже пара [33, 341.
Особенно целесообразен концентрационный метод при разовых
измерениях больших расходов в закрытых и открытых каналах,
а также при проверке работы других расходомеров, так как при
этом не требуется демонтажа их преобразователей расхода. Так,
этот метод с успехом был применен для проверки состояния и
работоспособности труб Веитури, которые многие годы работают
на основных линиях ленинградского водопровода. Индикатор —
раствор соли. В работе [29] сообщается о градуировке с помощью
концентрационного метода трубы Вентури на трубе диаметром
1200 мм, по которой подается воздух в доменную печь. Индика-
тор — натуральный газ. Известные затруднения при применении
концентрационного метода возникают из-за необходимости иметь
большую длину пути L (порядка 100Р и более) для хорошего
перемешивания индикатора. Турбулизаторы и местные сопротив-
ления сокращают необходимую длину L. Другое затруднение
связано с необходимостью точного измерения очень малых конеч-
ных концентраций.
520
Погрешность измерения расхода о помощью концентрацион-
ного метода зависит от индикатора, надлежащей степени его
перемешивания и особенно от правильности измерения его ко-
нечной концентрации. Погрешность измерения расхода лежит
в пределах от ±(0,54-1) % до ±(2±3) %. Разработаны и реали-
зуются две разновидности концентрационного метода. В первой
производится непрерывный (в течение нескольких минут) ввод
индикатора и при этом измеряется его расход. Во второй имеем
кратковременный или залповый ввод известного количества инди-
катора.
27.2. Расходомеры с непрерывным вводом
вещества-индикатора
Принцип действия концентрационного расходомера
о непрерывным вводом индикатора состоит в измерении степени
или кратности разбавления индикатора после смешения с изме-
ряемым веществом. Здесь в течение некоторого времени t в поток
вводится индикатор, объемный расход <уи и начальная концентра-
ция Си которого должны быть известны. Время i должно быть
не меньше такого, которое обеспечит получение в контрольном
сечении после надлежащего смешения с измеряемым веществом
постоянной концентрации Сх индикатора в течение по крайней
мере нескольких минут. Время t обычно выбирают от 5 до 30 мин.
Тогда объемный расход Qo измеряемого вещества можно будет
найти из уравнения баланса индикатора
QoC0 + == (Qo Яя) Сх)
где Со — возможная начальная концентрация индикатора в изме-
ряемом веществе. Решая это уравнение относительно Qo, получим
^ = ЯЛСя-Сх)1{Сх-С^. (261)
Если Со = 0 и Сх Си, то предыдущая формула принимает
вид
Qo = ЯяСа1Сх. (262)
Расчет Qo по указанным формулам требует точного измерения
очень малых концентрацией Сх и Со, что представляет определен-
ные трудности. Для этой цели в зависимости от индикатора при-
меняют различные методы: химическое титрование, колориметри-
ческий, флуорометрический, рефрактометрический, интерферен-
ционный, кондуктометрический и др. Большинство из них или
весьма трудоемки, или не обеспечивают высокой точности изме-
рения. Флуорометрический и колориметрический методы, необ-
ходимые при применении индикаторов красителей: бихромата
натрия, родамина В и флуоресцина рассмотрены в [43]. Кон-
центрация Сх радиоактивного индикатора определяется с помощью
ионизационных счетчиков.
521
Для того чтобы повысить точность определения Qo в ряде
случаев, например при измерении расхода воды с помощью рас-
твора соли, рекомендуется [43] предварительно приготовить стан-
дартный раствор, концентрация которого Сс была бы близка
к ожидаемой концентрации Со и вместо измерения последней
измерять отношение Сх/С0. Этот метод разработан в нашей стране
[10, 11]. Обозначим N — кратность разбавления раствора соли
измеряемым веществом. Очевидно, N = (Qo + q^lqn. Тогда из
уравнения (261) получим
Qo = (N - 1) qa,
где N = (Си - СО)/(СЯ - Со).
Через 2УС обозначим кратность разбавления раствора соли
тем же измеряемым веществом в образцовой смеси. Тогда
Nc ~ (Рта. Со)/(Ро Со),
где Со — конечная концентрация соли в образцовой смеси.
Обозначим через m отношение N/Nc, тогда
m = n/Nc = (Сс - СО)/(СЯ - Со),
и, следовательно,
Qo = (тЛГ0 - 1)/7и. (263)
Определить в образцовой смеси кратность Nc с высокой точ-
ностью можно, зная количество измеряемого вещества (воды), по-
шедшей на разбавление известного количества исходного раствора
соли. Определить m с достаточной точностью можно с помощью
моста, составленного из четырех кондуктометрических ячеек,
исходя из соотношения
/и = (Сс СО)/(СЯ Со) = (хс х0)/(хя х0),
где хс, х0 и хж — соответственно электрические проводимости
образцовой смеси и измеряемого вещества до и после смешения.
Это уравнение справедливо с погрешностью не более чем 0,2 %
при условии, что Сс—Со отличается от Сх—Со не более чем на 20 %.
Кроме того, необходимо обеспечить строгое равенство температур
всех плеч моста, учитывая сильную зависимость электрической
проводимости растворов от температуры.
Чтобы концентрация Сс в образцовой смеси была близка к Сх,
иногда [10, 11] процесс приготовления образцовой смеси осуще-
ствляют в два приема. Тогда Л% = NtN2, где — предвари-
тельная кратность разбавления исходного раствора соли; N2 —
кратность разбавления во второй ступени процесса.
27.3. Расходомеры с кратковременным
(залповым) вводом вещества-индикатора
Принцип действия у рассматриваемых расходомеров
такой же, как и у предыдущих, но ввод индикатора здесь не не-
прерывный, а практически мгновенный. Это обусловливает неко-
522
торые особенности в способе
измерения степени или крат-
ности разбавления введенного
индикатора.
С большой скоростью в по-
ток, расход которого Qo под-
лежит определению, вводится
известное количество индика-
тора. Если это раствор, то
должны быть известны его
объем VB и концентрация
индикатора Ся в нем. После
Рис. 307. Концентрация Сх вещества-
индикатора в потоке после смешения
полного смешения его с изме-
ряемым веществом, при котором достигается равномерное рас-
пределение индикатора, по сечению потока производится непре-
рывно или каким либо другим путем измерение переменной во вре-
мени концентрации Сх индикатора в потоке в течение времени /к,
обеспечивающем полный проход индикатора через контрольное
сечение. В этом случае уравнение баланса индикатора имеет вид
Q<AC0 + VaCK = [(Q<A + ВД f Cx dt,
о
где CQ — возможная начальная концентрация индикатора в изме-
ряемом веществе. Из этого уравнения находим
Qo =
Уиси-(Уи/и J cxdt
о
(264)
Если Со — 0 и Сх Си, то формула (264) принимает вид
/^к
Qo = УиСи/{ cxdt.
/ о
Ввиду трудности точного измерения Сх, в этом случае, как и
при непрерывном вводе индикатора, полезно иметь образцовый
раствор с концентрацией индикатора в нем Сс, близкой к кон-
центрации Сх. Тогда аналогично уравнению (263) получим для
определения Qo формулу
Qo = - 1)
где т = N/No. Здесь N и Afc — соответственно кратности раз-
бавления индикатора в потоке и в образцовой смеси.
На рис. 307 показано, как изменяется во времени концентра-
ция Сх—С0 в контрольном сечении. Кривая 1 соответствует не-
прерывному вводу метки, а кривая 2 — залповому. Площадь,
f"
охватываемая кривой 2, дает значение J (Ся— C0)dt. Плани-
о
метрируя эту площадь, найдем значение интересующего нас ин-
523
теграла. Другой путь — нахождение среднего арифметического
Сх из ряда проб, взятых в контрольном сечении через равные
интервалы времени в течение времени, не меньшем, чем tK. Дей-
ствительно С dt = С- tK. Подставляя это значение инте-
J ср
о
грала в формулу (264), получим
Qo — Уи (Си — CXap)/tK (Схор — Со), (265)
или
Qo = VHCH/fKCXop, (266)
если Со = 0 и Схср Си- Эти формулы, аналогичные формулам
(261) и (262), позволяют определить Qo, зная С*ор- Найти СХср
можно также путем отбора в контрольном сечении в течение вре-
мени tK средней пробы и измерения в ней концентрации индика-
тора. Этот способ, называемый интеграционным, иногда [651
рассматривают как особую разновидность концентрационного
метода.
Если индикатор — радиоактивный изотоп, то его концентра-
цию в контрольном сечении Сх определяют с помощью иониза-
ционного счетчика, установленного снаружи основной трубы или
трубки, по которой непрерывно отбирается проба [39, 62, 63].
В этом случае формула (266) может быть представлена в виде
Qo = ==
где k — градуировочный коэффициент; Аи — общая радиоактив-
ность введенного индикатора (изотопа); Д — число импульсов
в единицу времени (скорость счета импульсов счетчиком), про-
порциональное Сх, п = tKR — общее число импульсов за время tK.
Некоторые исследователи [62] считают целесообразным умно-
жать правую часть этой формулы на коэффициент 0, учитывающий
профиль скоростей, и полагают 0 = 1,07 для ламинарного и 0 =
= 1,0234-1,029 для турбулентного потока. Необходимость этого
далеко не очевидна.
27.4. Вещества-индикаторы
В зависимости от рода измеряемого вещества можно
применять различные вещества-индикаторы, которые принято
разделять на две группы: нерадиоактивные и радиоактивные.
При выборе начальной концентрации и количества индикатора
нужно, чтобы их конечная концентрация после смешения была
ие меньше некоторого значения Схш|п, которое может быть изме-
рено с достаточной точностью. Если же измеряемое вещество
уже содержит индикатор в концентрации Со, то надо, чтобы Ся
было достаточно велико по сравнению с Со.
524
Для измерения расхода воды ИСО [12] рекомендует следующие
нерадиоактивные индикаторы (для некоторых из них в скобках
указаны значения Сжт1п): бихромат натрия (2-10-1 при прямом
анализе; 2-Ю-3 после реконцентрации); хлорид натрия (1—
10 мг/л в зависимости от начальной электрической проводимости);
родамин В (2-Ю-4 мг/л); родамин Wt; хлорид лития; флуоресцин
(5-10-3 мг/л); нитрит натрия; сульфат марганца (1 мг/л согласно
[38]). Бихромат натрия отсутствует в значительных дозах в при-
родной воде, но хорошо в ней растворяется. Он относительно
дешев, а малые его концентрации сравнительно легко опреде-
ляются колориметрическим методом. Хлорид натрия очень дешев
и доступен, а сопротивление его раствора пропорционально кон-
центрации в широком диапазоне, но он присутствует в природной
воде и неприменим при очень слабых концентрациях. Родамины
отсутствуют в природной воде и допускают определение при очень
малых концентрациях Схпип, но они не очень хорошо раство-
ряются и дорогостоящие. Чаще всего применяют хлорид натрия,
но если измеряемая вода сама содержит его в заметном количе-
стве, то во избежание очень большого расхода хлорида натрия
переходят на другой индикатор, в частности на бихромат натрия.
Учитывая токсичность последнего, его окончательная концен-
трация Сх должна быть во много раз меньше, чем хлорида натрия.
Иногда [20] для прозрачных веществ, например для воды,
применяют светорассеивающие индикаторы, например суспензию
поливинилхлорида.
При измерении расхода газа в зависимости от его состава
в качестве индикаторов применяют те или другие газы. Для изме-
рения расхода воздуха используют диоксид углерода, фтор, оксид
углерода, монооксид азота и природный газ. Но при измерении
расходов газа лучше применять в качестве индикаторов радио-
активные изотопы, потому что погрешность измерения малых
концентраций газовых индикаторов значительна ±(2-=-3) %. Чаще
всего для этой цели служит Кг85. Некоторые радиоактивные изо-
топы, например Na24 и Вг82, находят применение также и при
измерении расхода жидкостей. Выбирая радиоактивный изотоп
в качестве индикатора, надо учитывать время его полураспада,
максимально допустимую концентрацию в измеряемом веществе,
которая зависит как от степени радиоактивности изотопа, так
и от назначения измеряемого вещества, например питьевая вода.
В последнем случае лучше вообще воздержаться от применения
радиоактивных индикаторов. По соображениям техники безопас-
ности во всех случаях нежелателен длительный период полурас-
пада, но слишком короткий непригоден, так как не обеспечит
необходимой точности измерения. В работе [61 ] авторы приме-
няли Вг82 и в некоторых случаях Кг85 и Аг41 для контроля сужа-
ющих устройств, служащих для измерения сжиженного нефтя-
ного газа. В той же работе для исследования систем водоснабже-
ния применяли водные растворы Вг82 и Au188.
525
27.5. Перемешивание индикатора
с измеряемым веществом
Для обеспечения точности измерения расхода кон-
центрационный метод как с непрерывным, так и с залповым вво-
дом индикатора, требуется достаточно полное перемешивание
индикатора с измеряемым веществом. Необходимая длина L тру-
бопровода, в конце которого наступает полное перемешивание,
зависит от многих причин. Наибольшая длина L требуется, когда
перемешивание происходит естественным путем под влиянием
турбулентной диффузии на прямолинейном участке трубы. На
рис. 308 показано выравнивание концентрации Сх оксида азота
по сечению прямого воздухопровода диаметром 300 мм по мере
удаления от точки ввода в центре трубы [51]. Средняя скорость
воздуха в трубе равнялась 4,1 м/с.
На рис. 309 показано выравнивание профиля солевой метки
в водопроводе диаметром 1000 м. Эти, а также другие экспери-
менты (см. рис. 311) позволили сделать вывод о том, что для
достаточно полного перемешивания на прямом участке его длина L
должна быть не менее 100£>. В стандартах ИСО [12, 45] приве-
дены три теоретические формулы для относительной длины L/D,
Рис. 308. Выравнивание концентрации
вещества-индикатора (оксида азота) по
сечению воздухопровода с увеличением
расстояния L от места ввода
Рис. 309. Выравнивание профиля соле-
вой метки по сечеиию водопровода с
увеличением расстояния L от места
ввода:
1 — профиль скоростей; 2 —> профиль
метки L = 22D; 3 — профиль метки L =
= 104D
526
I и» поформуле(267); 2 — по формуле (268) J
3 — по формуле (269)
L/D
Рис. 311. Экспериментальная зависи-
мость вариации концентрации Сх/СХср
от длины LID пути перемешивания
при вводе индикатора:
t —> через одно отверстие у стенки трубы!
2 — в центре трубы; 3 — через четыре от-
верстия у стенки; 4 — через четыре отвер-
стия по кольцу о радиусом 0,63Д
при которой вариация концентрации Си в контрольном сечении
не превосходит заданного значения х = С«/С«ор (%):
L/D = 1,18/8/Г (2,94 - lnx/2,30); (267)
L/D = (2,95 - In x/2,4) /8Д; (268)
L/D = (20,5 - 2,85 In x) Re0-’ (%0A)D’5- (269)
В этих формулах X и \ — коэффициенты сопротивления ре-
ального и гладкого трубопроводов соответственно; Re — число
Рейнольдса.
Формула (267) получена в предположении постоянства рас-
пределения коэффициента радиальной диффузии 1гя и скорости
потока в сечении. Формула (268) исходит из параболического рас-
пределения коэффициента /гя и постоянства скорости потока в се-
чении. При выводе формулы (269) принято параболическое рас-
пределение коэффициента /гя и логарифмическое — профиля ско-
ростей. Результаты расчета по этим уравнениям необходимой
длины L/D для Re = 10s и гладких труб показаны на рис. 310.
С возрастанием числа Re длина L/D увеличивается, в частности
на 25 % при возрастании Re от 105 до 10е.
С увеличением шероховатости трубы относительная длина L/D
несколько сокращается. Но расчет по приведенным формулам
дает преуменьшенные значения L/D, как это следует из экспери-
ментальных кривых, приведенных в тех же стандартах ИСО
[12,451 и показанных на рис. 311. Кривая 2, полученная при
вводе индикатора в центре, требует примерно в два раза больших
значений L/D, чем это следует из теоретических кривых. При
вводе индикатора у стенки трубы (кривая 1) значение L/D еще
более возрастает. Если же индикатор вводится не через одно,
а через несколько отверстий, расположенных на равном рас-
527
стоянии друг от друга, то длина L/D резко сокращается. Кри-
вая 3 получена при четырех отверстиях, расположенные у стенки
трубы, а кривая 4 — при вводе через четыре отверстия, располо-
женных по кольцу с радиусом 0,63/?, где R — внутренний радиус
трубопровода [27]. Согласно некоторым экспериментальным ра-
ботам [311, для полного перемешивания раствора при вводе ин-
дикатора через одно отверстие требуются очень большие длины L,
вплоть до (600-4-700) D.
Сокращения необходимой длины перемешивания можно до-
стигнуть помимо многоточечного ввода индикатора и рядом дру-
гих мер. Одна из них состоит в вводе индикатора навстречу по-
току с большой скоростью, значительно превосходящей среднюю
скорость потока. По сравнению с обычным центральным вводом
ввод в центре навстречу потоку позволяет сократить L на 1/3.
Существенному сокращению L способствуют также местные сопро-
тивления. Согласно проведенным опытам [41], четыре колена
на трассе сокращают длину L от 1007) до 550. В стандартах ИСО
указывается на эффективность турбулизующих средств, например
пластин, поставленных под углом к потоку сразу после места
ввода индикатора. Если между местом ввода и контрольным сече-
нием имеется насос (или газодувка), то перемешивающий эффект
последнего можно считать эквивалентным 100D прямого участка
трубы.
Нередко более целесообразно не добиваться высокой степени
перемешивания индикатора с измеряемым веществом, а приме-
нить метод усреднения отбираемой пробы Возможны два способа
этого усреднения. Один их них [12, 45] состоит в отборе проб
через несколько отверстий, равномерно расположенных в кон-
трольном сечении и последующем перемешивании их. При Re =
= 105 шесть точек отбора при L = 500 эквивалентны одной точке,
расположенной на расстоянии L = 1007). Другой способ основан
на усреднении во времени пробы, отбираемой в одной точке. Этот
способ с успехом был применен при контроле труб Вентури, уста-
новленных на Ленинградском водопроводе. Отбираемая проба
поступает в сосуд-усреднитель диаметром 200 мм и объемом 6 л
(при скорости отбора 0,1—0,15 л/с). Сосуд снабжен отражателем,
способствующим хорошему перемешиванию пробы. Концентрация
индикатора измеряется на выходе из сосуда-усреднителя. Рас-
сматриваемый способ позволил сократить расстояние L между
местом ввода индикатора и контрольным сечением до 307).
27.6. Устройство концентрационных
расходомеров
Элементы конструкции. Концентрационный расходо-
мер состоит из устройства для ввода индикатора в поток при одно-
временном измерении его расхода или количества и устройства
для измерения концентрации Сх в потоке после его перемешива-
528
Рис 312. Устройство для ввода
радиоактивного раствора с по-
стоянной скоростью
3
2
1
ния или устройства для измерения отношения этой концентрации
и концентрации Сс образцовой смеси. Концентрация индика-
тора Си во вводимом веществе должна быть предварительно опре-
делена. Устройства для непрерывного ввода индикатора отличны
от устройств для его залпового ввода. В первом случае для ввода
жидкостных, в том числе и радиоактивных растворов, применяют
поршневые или ротационные насосы-дозаторы. Пример подобного
поршневого насоса, снабженного коробкой скоростей для изме-
нения скорости движения поршня, показан на рис. 312. Насос
предназначен [21, 23, 56] для ввода радиоактивного раствора.
Возможное время ввода 5, 20, 30 и 45 мин. Внутри тщательно
обработанного цилиндра 4 из коррозионно-стойкой стали диаме-
тром 69,9 ± 0,025 мм (полезный объем 751 см3) перемещается
поршень 6, снабженный уплотнением 5. Поршень приводится
в движение синхронным электродвигателем 3 через коробку ско-
ростей 2, переключение которых производится рукоятками 11.
Ход поршня ограничен концевыми выключателями 10. Заполне-
ние цилиндра раствором происходит через вентиль 9 и съемную
крышку 7, а подача раствора в измеряемое вещество — через
ту же крышку и вентиль 8. Учитывая радиоактивность раствора,
все устройство закрыто свинцовым защитным чехлом, снабженным
ручкой 1 для переноса. Подобный насос-дозатор одновременно
измеряет расход и обеспечивает хорошее его постоянство. В дру-
гих случаях для измерения индикатора применяют те или другие
расходомеры, а для обеспечения постоянства подачи — регуля-
торы расхода [65]. Нередко [23, 56] раствор из дозатора вводят
не непосредственно в поток, а в промежуточную емкость (трубу)
с водой, где разбавление индикатора доводят 1 : 1000. Этот раз-
бавленный раствор и подается в поток. В результате сокращается
необходимая длина перемешивания.
Газообразный индикатор вводят из баллона [29], давление
в котором выше, чем давление измеряемого вещества, через ре-
529
Рис. 313. Гидравлическая схема концентрационного расходомера ВНИИГС
дуктор и теплообменник. Постоянство расхода достигается при
критической скорости истечения через одно или несколько отвер-
стий. При необходимости может быть применен регулятор рас-
хода. А расход определяется путем взвешивания баллона до и
после введения индикатора в измеряемое вещество и измерения
времени введения.
У концентрационных расходомеров залпового типа индикатор
вводится с помощью быстродействующих устройств (пневматиче-
ских, пружинных и т. п.). Примеры подобных устройств пока-
заны на рис. 321 и 322. Иногда время ввода удается довести до
0,15 мс [56]. Очень простой способ залпового ввода индикатора
показан на рис. 315.
Схемы концентрационных расходомеров..На рис. 313 показана
гидравлическая, а на рис. 314 — электрическая схемы концен-
Рнс. 314. Электрическая схема кон-
центрационного расходомера ВНИИГС:
ЛК — автокомпенсатор; У — усилитель
автокомпенсатора; — реохорд автоком-
пенсатора; Яр — рабочий участок расхода;
R* — резистор; г , гх — кондуктоме-
трические преобразователи электриче-
ских проводимостей растворов
530
транионного расходомера с не-
прерывным вводом солевого
раствора, разработанная во
ВНИИГС. Схему успешно при-
меняли при проверке труб
Вентури, установленных на
водопроводных магистралях
Ленинграда. Ее средняя квадра-
тическая погрешность при из-
мерении расхода по оценке
ВНИИМ не превышает 0,2 %.
Схема основана на измерении
отношения т = (Сс—СО)/(СХ—
—Со) кратностей разбавления
индикатора (соли)в измеряемом
веществе и. в образцовом ра-
створе или, что то же, отноше-
нии концентраций соли в образцовом растворе (Со—Со) и в из-
меряемом веществе (Сх—Со).
Приготовленный для ввода в трубопровод 10 с измеряемым
веществом раствор соли известной концентрации Си заливают
в мерный бак 8, имеющий мерный объем V между отметками а и б.
В дозирующий сосуд 3 узла образцовой смеси заливают такой же
раствор или, .в общем случае, этот раствор, но предварительно
разбавленный водой кратностью Nr. Последнее делается для упро-
щения приготовления образцового раствора, концентрация соли
в котором Сс будет близка к концентрации Сх в контрольном
сечении потока. Для приготовления образцового раствора вода,
имеющая начальную концентрацию соли Со, отбирается из трубо-
провода 10 до места ввода в него раствора соли из бака 8. Отби-
раемая вода проходит через два кондуктометрических преобразо-
вателя г0, сосуд-смеситель 4, усреднитель 5, кондуктометрический
преобразователь г0 и сливается в бак 1. Достигнув нижнего от-
крытого конца сосуда 2, вода будет подниматься в нем и сжимать
воздух, который станет вытеснять из дозирующего сосуда 3 на-
ходящийся в нем раствор соли в сосуд-смеситель 4, образуя
в последнем образцовую смесь. Эта смесь, пройдя через усредни-
тель 5 и кондуктометрический преобразователь гс, будет сли-
ваться в бак 1. Кратность разбавления образцовой смеси N2 пред-
ставляет собой отношение объема жидкости, поступившей в бак 1,
к объему раствора соли, вытесненной из дозатора 3 в смеситель 4.
Кратность N2, получаемая в схеме ВНИИГС автоматически,
определяется геометрическими размерами сосудов 1—3 и отно-
шением плотностей раствора в дозаторе 3 и воды, поступающей
в бак 1. Для измерения расхода Qo воды в трубе 10 включают
насос 7, подающий в эту трубу раствор соли из бака 8. Постоян-
ство расхода раствора соли контролируется ротаметром 6, а точ-
ное измерение этого расхода производится путем деления кон-
трольного объема V бака 8 между отметками а и б на соответству-
ющее время выхода раствора. После смешения последнего с водой
в трубе 10 отбирается ее проба, имеющая концентрацию Сх,
которая проходит через усреднитель 9 и кондуктометрический
преобразователь гх. Благодаря усреднителю расстояние от места
ввода раствора до места отбора пробы удалось сократить до 300.
Четыре одинаковых кондуктометрических преобразователя гх, гс,
г0 и г0 включены в мостовую схему (рис. 314), питаемую от сети
через трансформатор. Разность напряжений в диагонали моста
подается на вход усилителя автокомпенсатора ЛД. Последний
перемещает движок реохорда /?р, пока напряжение на входе уси-
лителя У не станет равным нулю. Тогда будет справедливо ра-
венство
R'p/Rt = (1/Го - 1Ло)/[(1/Гх - l/Го) ПЪ
где т] = [1 + (1/г„ - 1/г0) ]/[1 + Яр (l/г» - 1/г0) 1.
531
Рис. 315. Электрогидравлическая схема залпового кон-
центрационного расходомера
При небольшой разнице концентраций Св и Сх сопротивле-
ния гс и гх близки друг к другу и поправочный коэффициент т]
может быть принят равным единице. В этом случае отношение
кратностей т = (Со — СО)/(СЯ — Со) = (l/rc — l/r0)/(l/rs — 1/г0)
и, следовательно, автокомпенсатор непосредственно измеряет эту
величину. При необходимости можно учесть и значение поправоч-
ного коэффициента т]. Искомый расход воды Qo в трубе 10 опреде-
ляют по формуле Qo= q (tnNB — 1), где NB = — крат-
ность разбавления соли в образцовом растворе. Рассмотренная
схема предназначена для измерения расхода воды вплоть до
15 000 м®/ч при давлении 0,8 МПа. Объем мерного бака 65 л.
Расчетная кратность разбавления стандартного раствора от 1000
до 12 000. Длительность измерения расхода 5—12 мин.
Схема концентрационного расходомера с залповым вводом со-
левого раствора, разработанная в Ростовском инженерно-строи-
тельном институте [141 для измерения расхода воды при темпе-
ратуре до 100 °C, показана на рис. 315. Так же, как и предыдущая
схема, она основана на измерении отношения концентрации
соли Со в образцовом растворе и концентрации соли Сх в кон-
трольном сечении потока с измеряемым веществом.
Оцинкованная трубка 23 вместимостью 15 мл заполняется
через трехходовой кран 22 солевым раствором. Вода под давле-
нием, поступающая по трубке 21, впрыскивает этот раствор при
открытом нижнем кране 24 в трубопровод 25 с измеряемым ве-
ществом. На достаточном расстоянии от места ввода раствора
в контрольном сечении через трубку 26 отбирается проба, имеющая
концентрацию Сх. Она проходит через кран 9, змеевик 1, рота-
метр 2 и кондуктометрический преобразователь 3. Змеевик 1
проложен внутри теплообменника 4, через который под действием
532
насоса 5 циркулирует раствор сравнения, имеющий концентра-
цию Сс Далее этот раствор проходит через кондуктометрический
преобразователь 6, ротаметр 7, регулирующий вентиль 8, а в слу-
чае необходимости — еще и через калориферное устройство с при-
нудительным обдувом. Благодаря теплообменнику происходит
выравнивание температур раствора сравнения и измеряемого ве-
щества, что очень важно для правильной работы кондуктометри-
ческих преобразователей 3 и 6. Генератор 10 частотой 1000 Гц
питает через инвертор И стабилизированным напряжением преоб-
разователь 3 и, кроме того, переменный резистор 12, имитиру-
ющий электрическую проводимость потока, имеющего начальную
концентрацию соли Со. Преобразователь 6 через инвертор 13
и переменный резистор 14, служащий для имитации электрической
проводимости исходной воды для раствора сравнения, включены
в цепь обратной связи операционного усилителя 15. Измеритель-
ный сигнал с последнего поступает на масштабный .усилитель 16
и далее на интегратор 18. Вольтметр 19 служит для измерения
текущего значения отношения электрических проводимостей,
а следовательно, и концентраций растворов С0/Ся в преобразова-
телях 3 и 6, а вольтметр 20 показывает нарастающим итогом зна-
чение интеграла j Сх dt. Для компенсации неидентичности кон-
о
дуктометрических преобразователей и возможного неравенства
их температур служит переменный резистор 17. С его помощью
при протекании исходной воды через оба преобразователя коэф-
фициент передачи масштабного усилителя 16 устанавливается так,
чтобы отношение электрических проводимостей в преобразовате-
лях равнялось единице Кондуктометрические преобразователи
типа ДСВ-23. Теплообменник, изготовленный из трубы диаме-
тром 83 мм и длиной 700 мм, покрыт изоляцией из поролона
толщиной 25 мм и снаружи — оцинкованным железом. Змеевик
из нержавеющей трубки диаметром 10 мм имеет поверхность
0,2 м2. Расходы в контурах образцового раствора и отбора пробы
от 150 до 200 л/ч. Погрешность определения расхода Qo измеряе-
мого вещества ± 1 %. Достоинства схемы — простота устройства
и компактность установки, которая легко может быть переносной.
Для сокращения участка перемешивания рекомендуется между
местом ввода индикатора и местом отбора пробы иметь турбули-
зирующее сопротивление, например сужающее устройство рас-
ходомера, а ввод индикатора делать напротив движения потока.
27.7. Особые разновидности
концентрационных расходомеров
Для измерения расхода сточных вод, а также воды,
идущей на охлаждение на электростанциях и в промышленности,
в качестве индикаторов нередко применяют красящие вещества,
533
обладающие флуоресцирующими свойствами. Определение их кон-
центрации в жидкости производят флуорометрическим методом.
В работе [28] применялся 20 %-ный раствор родамина, который
до введения в поток предварительно разбавлялся в 7,3 раза.
При постоянной скорости ввода рекомендуемое соотношение рас-
хода q вводимого раствора к расходу Qo измеряемого вещества
1: 2000. В некоторых случаях, например при рециркуляционных
системах, надо измерять также концентрацию красителя в потоке,
до места ввода индикатора. Кроме того, следует учитывать воз-
можное поглощение красителя на пути перемешивания, напри-
мер, некоторыми твердыми частицами (сера, пирит и т. п.), содер-
жащимися в сточных водах. Методы учета даны в работе [28].
Значительно реже в качестве индикатора применяют суспен-
зию [20], содержащую мелкие частицы (0,5 мкм) из поливинил-
хлорида. Измерение концентрации С этих частиц в потоке осно-
вано на поглощении ими света. Степень проводимости Е светового
луча зависит Не только от С, но и от толщины х, обычно равной D,
просвечиваемого участка по формуле Е = О°’1т*. Погрешность
измерения расхода была [20] около ±1 % в пределах чисел Re
от 3600 до 340 000. Диаметр трубы D — 150 мм. Расстояние кон-
трольного сечения от места ввода 1580.
Были выполнены работы [33, 34 ] по применению концентра-
ционного метода для измерения расхода пара и высокотемпера-
турных газов, конденсирующихся при низких температурах.
В одной из них [33 ] в паропровод вводилась радиоактивная вода,
содержащая тритий Н®, в другой [34 ] — криптон Кг85. В первом
случае в контрольном сечении непрерывно отбиралась проба
пара, который конденсируется, проходя через змеевик, охлаждае-
мый проточной водой. Во втором в отборную трубку перед охла-
ждающим змеевиком непрерывно поступал азот из баллона, рас-
ход которого q& поддерживается постоянным. Он уносил о со-
бой Кг85, не конденсируясь в змеевике. Ионизационный счетчик
определял в нем содержание изотопа. Помимо измерения расхода
азота <?а измерялся также и расход <?п отбираемого пара по коли-
честву полученного конденсата.
27.8. Сравнение различных вариантов
концентрационных расходомеров
Концентрационный метод применяют лишь для ра-
зовых измерений в большинстве случаев больших расходов в за-
крытых и открытых каналах, а также для периодической поверки
расходомеров жидкостей и газов на месте их установки без демон-
тажа. Из двух разновидностей метода с непрерывной и залповой
подачей индикатора первый применяется чаще. Он может обеспе-
чить большую точность измерения и нет необходимости следить
за временем tK полного прохода индикатора через контрольное
сечение. Кроме того, в этом случае возможно сокращение рас-
534
стояния между точкой ввода индикатора и контрольным сечением
за счет усреднения во времени (0,5—1 мм) отбираемой пробы.
Преимущества залпового метода — сокращение времени измере-
ния и расхода индикатора, что имеет значение при больших рас-
ходах измеряемого вещества. Он может быть рекомендован при
измерениях, не требующих особо высокой точности. Залповый
метод можно реализовать с помощью компактной и малогабарит-
ной измерительной установки.
Достоинства нерадиоактивных веществ-индикаторов — отсут-
ствие ограничений по технике безопасности, связанных с приме-
нением радиоактивных изотопов, и постоянство свойств индика-
тора, позволяющее хранить его неограниченно долго. Поэтому
при измерении расхода жидкостей, и прежде всего воды, целе-
сообразно применение нерадиоактивных индикаторов, преиму-
щественно солевых растворов, которые могут обеспечить высокую
точность измерения. При измерении расхода газа радиоактивные
индикаторы (изотопы) нередко более предпочтительны. С их по-
мощью можно получить более точное измерение расхода, так как
погрешность измерения малых концентраций нерадиоактивных
газов-индикаторов весьма значительна.
Г л а в а 28. МЕТОЧНЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
28.1. Общая характеристика
Меточными называют расходомеры, основанные на
измерении времени перемещения какой-либо характерной части
(метки) потока на контрольном участке пути *.
Метку в потоке создают, как правило, искусственным путем.
Метки могут быть самые разнообразные: ионизационные радио-
активные, физико-химические, тепловые, оптические, ядерно-ма-
гнитные и др. Соответственно различны будут устройства для
создания метки и ее детектирования при прохождении ею кон-
трольного участка пути. Радиоактивные, физико-химические и
некоторые оптические метки создают путем ввода в поток посто-
роннего вещества-индикатора. В большинстве остальных случаев
метка образуется в самом потоке без ввода постороннего вещества.
Меточные расходомеры — приборы не непрерывного, а дискрет-
ного действия, но при высокой частоте образования меток можно
практически говорить о непрерывном измерении расхода. Значи-
1 В зарубежной литературе часто меточные расходомеры объединяют с кон-
центрационными под общим заголовком «Tracer methodes» (см. стандарт
ИСО 2975/1), несмотря на то, что методы работы этих расходомеров принципиально
различны. Это может привести лишь к путанице и ошибкам в попытках дать об-
щие рекомендацнн по обоим методам (см. п. 6.1 в ИСО 2975/1).
535
Рис. 316. Принципиальные схемы ме-
точных расходомеров
тельно чаще меточные расхо-
домеры применяют не в каче-
стве эксплуатационных прибо-
ров для непрерывного измере-
ния, а для различных лабора-
торных и исследовательских
работ, и в частности при гра-
дуировке и поверке других
расходомеров.
Погрешность измерения рас-
хода у меточных расходомеров
колеблется от ±(0,1-=-0,2) до
(2—3) % [22J в зависимости
от рода метки, измерительной
аппаратуры, способа детек-
тирования и соответствия скорости перемещения метки средней
скорости потока. Наибольшая точность достигается при отсут-
ствии необходимости в отборе проб в контрольных сечениях.
Длина контрольного участка, в зависимости от рода метки,
может быть от нескольких миллиметров до нескольких кило-
метров.
Меточные расходомеры могут быть о одним или двумя детек-
торами метки. В первом случае (рис. 316, а) контрольное рас-
стояние L считается от места ввода метки 1 до детектора 2, во вто-
ром (рис. 316, б) — между двумя детекторами 2 и 3. Скорость
метки v определяется из выражения
v = L/At, (270)
где Ат—измеряемое время перемещения метки на контрольном
расстоянии L.
Для определения объемного расхода служит формула
Qo = kLS/Ья, (271)
где k ~ vc/v — отношение средней скорости потока vc к скорости
метки v; S — площадь поперечного сечения трубопровода.
Обычно у меточных расходомеров расстояние L в процессе
измерения остается неизменным, но были разработаны расходо-
меры, у которых время Ат поддерживалось постоянным путем авто-
матического перемещения одного из детекторов и изменения таким
образом расстояния L, которое в этом случае будет измеряемой
величиной. В этом случае достигается линейность шкалы, но
усложняется устройство. Такие расходомеры не получили рас-
пространения.
Меточные расходомеры при постоянной величине L могут быть
с постоянной частотой образования меток или с частотой, пропор-
циональной скорости потока. У первых измеряется время Ат или
величина, функционально связанная с этим временем, например
сдвиг фаз, у вторых — частота /₽ генераций меток. Последние
536
работают по схеме, изображенной на рис. 316, а. Очередная метка
создается в момент, когда предыдущая детектируется элементом 2.
Поэтому период генерации меток Атр равен времени Av переме-
щения метки на участке L и, следовательно, fT = Ат,1 = Ат-1.
Тогда получим
Qo = kLSfr. (272)
Таким образом, между Qo и fT имеется прямая пропорциональ-
ность. С увеличением расхода Qo динамические свойства такого
расходомера улучшаются.
Выбор длины контрольного участка L зависит прежде всего
от физической природы метки — длительности ее существования,
а также от желаемых точности измерения и быстродействия.
Ионные метки быстро уничтожаются из-за рекомбинации ионов,
а тепловые — вследствие передачи тепла окружающей среде.
Поэтому в этом случае обязательна малая величина L. При сво-
боде выбора L нужно учитывать, что с увеличением L возрастает
точность измерения, но уменьшается быстродействие. В большин-
стве случаев следует отдать предпочтение повышению точности
и не снижать L. Так, в работе [17] рекомендуется даже для иони-
зационных расходомеров при небольших диаметрах труб иметь
L 5D. Иногда выбор длины L определяется местными усло-
виями, например недопустимостью создания новых отверстий
в стенке трубы. Поэтому в одном случае при измерении расхода
газа на действующем газопроводе длина L оказалась равной 50 км.
Но этот случай — исключение из обычной практики. Встречаются
рекомендации иметь длину L обязательно больше длины LM метки.
Но это не обязательно. После выбора L определяют Аттяу по
формуле Атшах = L/omin. Постоянную частоту генерации ме-
ток находим из условия f? ATmax.
Точность измерения расхода Qo меточными расходомерами за-
висит не только от точности измерения времени Дт, но также от
точности определения средней площади S поперечного сечения
трубопровода между контрольными отметками и точности опре-
деления коэффициента k = пс/п. У смонтированной трубы точное
измерение внутреннего диаметра трубы и оценка ее эллиптичности
не всегда возможны. В этом случае дополнительная погрешность
в определении расхода Qo может составлять 1—2 %. Не меньшее
значение имеет точность определения коэффициента k, зависящего
от вида метки и ее начальной формы, длины пути движения метки,
места ее ввода и места расположения приемных концов детекто-
ров. Вместе с тем на k оказывает влияние турбулентная диффузия
и рассматриваемый далее процесс размывания метки, что одно-
временно затрудняет точное измерение Дт. Кроме того, у некото-
рых меток скорость их перемещения определяется не только
скоростью потока, но зависит еще и от физических свойств метки.
Так у тепловых меток на скорость их перемещения влияет тепло-
проводность измеряемого вещества.
537
28.2. Размывание метки
При турбулентном режиме метка по мере своего
движения вследствие турбулентной диффузии размывается, уве-
личивая свой объем как в осевом, так и в радиальном направле-
нии. В начальный момент (рис. 317) метка имеет наибольшую
концентрацию ComjY и обладает крутым фронтом. Ее длина =
= <с0о. По прошествии времени Ат = х/о длина метки возрастает
до LM = <гмо. При этом нарушается симметрия формы метки,
уменьшаются крутизна ее фронта, а также как средняя, так и
наибольшая концентрация индикатора в метке (от Сошах до Стах).
В процессе размывания увеличивается объем метки не только
в осевом, но и в радиальном направлении, а концентрация падает
от центра метки к краям. Но размыв метки в радиальном направ-
лении ограничен стенками трубы. После достижения последних
начинается выравнивание концентрации индикатора в метке в по-
перечном сечении трубы (см. рис. 309). В осевом же направлении
длина метки Lu растет с ростом пройденного пути х. Зависимость
Lu от х и диаметра трубы D согласно [37, 67 ] дается уравнением
Ll = 218Dxvx/o, (273)
которое можно также представить в безразмерном виде
LM/D = 14,8 yfxiD ^vjv, (274)
где t»x — скорость, зависящая от коэффициента трения f, опреде-
ляемая по формуле ц, = vyff/8. На рис. 318 даны значения
/vjv = VT/8 в зависимости от числа Re и шероховатости трубы.
Из приведенных уравнений, выведенных для несжимаемой
жидкости, вытекает, что длина метки LM пропорциональна квадрат-
ному корню из произведения Dx. При х = 20 м и D = 0,5 м
длина LM может быть около Юм. Местные сопротивления, в част-
ности колена, увеличивают LM, а турбулизаторы, наоборот, со-
кращают LM, увеличивая быстроту расширения метки в радиаль-
ном направлении. При движении газа длина метки может быть
еще больше.
Рис. 317. Изменение формы метки в осевом направлении
538
Начальная форма метки зависит
от отношения времени 4 ввода
индикатора к скорости и потока.
С увеличением 4 возрастает началь-
ная длина метки и смещается
точка максимальной концентра-
ции Со . Для правильного из-
мерения расхода очень важно обе-
спечить точные измерения време-
ни Дт прохождения меткой кон-
трольного участка. Момент отсчета
прохода контрольного сечения
может быть связан с тем или другим
участком метки. От удачного вы-
бора этого участка зависит точность
измерения Дт. В работе [181, где
вводились солевые метки в водово-
Рис. 318. Зависимость 1>/их ~
~ У" 81 f от числа Re-
1 — для гладкой трубы, 2 — для
трубы средней шероховатости 3 —
для сильно шероховатой трубы
ды, имевшие диаметры от 0,2 до
6 м, исследовались различные спосо-
бы определения времени Дт. Началь-
ным считался момент, соответству-
ющий средней точке между откры-
тием и закрытием быстродейству-
ющего впускного клапана. За конечный момент принимался: а) мо-
мент начала реагирования электродов, установленных в контроль-
ном сечении; б) средний момент времени между началом и концом
реагирования этих электродов; в) момент, соответствующий макси-
мальной концентрации; г) момент, соответствующий центру тя-
жести площади кривой концентрации в контрольном сечении.
Последний способ оказался иаилучшим. Возможны различные
методы определения момента времени, соответствующего центру
тяжести площади кривой метки. Обычно для этого рекомендуют
[7, 22) найти среднюю точку (рис. 319) ширины метки, лежащей
на высоте одной трети от максимальной амплитуды Сшах. Другой
метод, удобный, в частности при радиоактивных метках и детек-
торах-счетчиках, состоит в записи интегральных кривых про-
хождения индикатора (рис. 320). Абсциссы, соответствующие
половинным значениям Лх/2 и Аа/2 амплитуд кривых, дают значе-
ния т?! и т2. При этом методе можно работать с меткой меньшей
радиоактивности, так как в этом случае влияние случайных помех
меньше [22].
Сложнее обстоит дело о точным определением значения k~
= с0 /о. Вначале метка перемещается в осевом направлении со
скоростью, равной местной скорости в данной точке сечения по-
тока, определяемой профилем скоростей. Но в дальнейшем при
турбулентном режиме движения каждая частица имеет не только
осевую, но и радиальную составляющую скорости и при достаточ-
ном времени движения v получает равную возможность побывать
539
Рис. 319. Определение времени Дт по положению центров
тяжестей меток
на всевозможных расстояниях от оси трубы и, следовательно,
равную вероятность перемещения в осевом направлении с одина-
ковой, т. е. средней скоростью vc. Следовательно, при достаточно
большом времени ф движения метки коэффициент k в большинстве
случаев может быть принят равным единице. Одновременно с уве-
личением времени т фронт метки должен становиться все более
плоским. Результаты опытов [37 ] при движении солевой метки
в трубе диаметром 1 м, показанные на рис. 309, подтверждают
сказанное. Профиль скоростей, полученный с помощью диффе-
ренциальной трубки Пито, изображает кривая 1. У ней отноше-
ние средней скорости ос к скорости на оси v0 равно 0,81. Фронт
солевой метки на расстоянии L = 220 от места ввода показы-
вает кривая 2, у которой vc/v0 = 0,895. А на расстоянии L 1040
(кривая 3) фронт уже весьма близок к плоскому и у него уже
uc/v0 = 0,98. Таким образом, брать коэффициент равным еди-
нице можно лишь при очень больших расстояниях L. При ма-
Рис. 320. Определение времени Дт по интегральным кривым метон
540
лых L коэффициент k будет постепенно возрастать от значения,
определяемого профилем скоростей, стремясь к единице. По-
этому, если есть возможность, следует измерять время перемеще-
ния метки Ат в зоне, находящейся на расстоянии 0,74 радиуса от
оси трубы, где отношение местной скорости к средней равно
единице.
Все сказанное касалось турбулентных потоков. При ламинар-
ном движении метка движется параллельно оси трубы со ско-
ростью окружающих частиц. Поэтому в этом случае путем изме-
рения времени перемещения метки можно измерить местную
скорость потока. Размывание метки за счет молекулярной диф-
фузии будет очень незначительное.
28.3. Устройства для ввода вещества-индикатора
Устройства для ввода вещества-индикатора приме-
няют для создания радиоактивных, физико-химических и ряда
оптических меток. В большинстве случаев для ввода газового
индикатора при измерении расхода газа [21, 22, 53], раствора
соли при измерении расхода жидкости [67], а также радиоактив-
ного изотопа применяют пружинные устройства, обеспечивающие
быстрый ввод вещества-индикатора. Схема подобного устройства
для ввода порции радиоактивного газа объемом в несколько куби-
ческих сантиметров в трубу небольшого диаметра, изображена
на рис. 321. Время ввода 2—3 Мс. Устройство состоит из поршня 4,
Рис. 321. Пружинное устройство дли бы- Рис. 322. Пневматическое устрой-
строго ввода жидкостного или газового ство для быстрого ввода изотоп*
индикатора иого раствора
541
имеющего две камеры А и В, и пружины 5. На рис. 321, а пока-
зано положение поршня, при котором радиоактивный газ по трубке
1 заполняет из резервуара камеру А, предварительно вакуумиро-
ванную через трубку 2. Пружина 5 сжата. Выдвигая защелку 6,
освобождают пружину 5, и оиа с большой скоростью пере-
мещает поршень 4 вниз в положение, изображенное на рис. 321, б.
При этом камера А вместе с индикатором вводится в трубу 3.
Быстрый ввод индикатора можно обеспечить и без пружины,
с помощью сжатого воздуха. Пример такого устройства показан
на рис. 322. Оно предназначено для ввода радиоактивного изо-
топа. Последний через канал 6 поступает в цилиндрическую
полость 7 объемом около 12 см3. Эта полость соединена с трубо-
проводом трубкой 9, диаметром 5 мм, имеющей на своих концах
клапаны 8 и 12. Сжатый воздух, подаваемый по трубке 2, пере-
мещает в цилиндре 4 поршень 3 и связанный с ним шток 5. По-
следний быстро выбрасывает раствор изотопа в трубопровод,
открывая клапаны 8 и 12. При подаче воздуха по трубке 1 под
поршень 3 система перемещается в исходное положение. Так как
площадь поршня 3 в 100 раз больше площади штока 4, то доста-
точно небольшого давления воздуха для обеспечения быстроты
ввода индикатора в трубопровод. К стенке 13 последнего приварен
фланец 11, на котором установлена задвижка 10 с укрепленным
на ней вводным устройством.
28.4. Приборы с радиоактивными метками
Радиоактивные метки в измеряемом веществе со-
здаются путем ввода в него того или иного изотопа, дающего
обычно у-излучение, хорошо проникающее через стенки трубы.
Это позволяет легко проконтролировать проход метки через
входное и выходное сечение контрольного участка. Схема расходо-
мера для жидкостей [54 ] с радиоактивными метками показана на
рис. 323.
Приборы с радиоактивными метками применяют для измере-
ния расхода как жидкостей, так и газов, даже когда последние
ионизированы. При измерении расхода воды индикаторами слу-
жат Br82, J131, Air98, Na24 и др. [30, 42, 52]. В процессе ректифи-
кации нефти применяют Со 60 и Sb 124, а при измерении
расхода серной кислоты —
золото 198 [40]. В изме-
ряемую жидкость изо-
Рис. 323. Схема расходомера
жидкости с изотопными метками*.
/ — устройство для ввода радио**
активного изотопа (см. рис. 324);
2 и 4 — детекторы меток; 3 — схема
измерения; 5 — усилитель; 6 — из-
мерительный прибор; 7 — самописец
542
топы вводят в виде растворов. При измерении расхода
газа индикаторами служат Кг 85 [22, 39 , 42, 57, 62], Аг 41,
Rn 222, Хе 133 и другие изотопы [21, 53].
Обычно в качестве детекторов метки применяют сцинтилля-
ционные счетчики. При незначительных диаметрах D трубопро-
вода их устанавливают снаружи его на концах контрольного
участка, как показано на рис. 325. При большом же диаметре D
целесообразно [23] производить непрерывный отбор проб газа
из контрольных сечений через трубки диаметром 12,5 мм, на
которых и размещают детекторы.
В стандарте ИСО [46] рекомендуется контрольное расстоя-
ние между детекторами метки брать в зависимости от расстоя-
ния N от источника ввода метки до первого детектора по формуле
L = 4,25 р (р + / А), где р — 2t/(Ti + Т2) — есть отношение
времени t движения метки между двумя детекторами к среднему
времени прохождения метки перед первым 7\ и вторым Т.г детек-
торами. Если р > 1, то вся метка пройдет перед первым детек-
тором раньше, чем она достигнет второго детектора. Это упро-
щает измерительную схему. Рекомендуется иметь р 0,5.
В работе [27] для измерения расхода смеси газа о твердой
фазой при концентрации последней от 150 до 450 кг/м3, скорости
от 4 до 15 м/с и давлении от 2,3 до 2,8 МПа в поток с помощью
вращающегося дозирующего цилиндра и повышенного давления
последовательно вводились цеолитовые зерна диаметром 2,2—
2,4 мм, содержащие изотоп In113 с периодом полураспада 100 мин.
Последний получали в особом генераторе из изотопа Sn113. Плот-
ность цеолита равнялась плотности твердой фазы в потоке. Изме-
рения производили в вертикальной трубе на восходящем потоке.
Расстояние между двумя, установленными снаружи трубы сцин-
тилляционными детекторами, равнялось 10 м. Погрешность изме-
рения не превышала ±1 %.
28.5. Приборы с физико-химическими
метками
Приборы о физико-химическими метками также
могут служить для измерения расхода как жидкостей, так и га-
зов, но выбор индикаторов в этом случае более ограничен. Так,
для измерения расхода воды обычно применяют лишь солевые
метки. Исследование по применению солевых меток для изме-
рения расхода воды в трубопроводах диаметром 200 и 1000 мм,
а также в линиях, подающих воду к гидравлическим турбинам
круглого (диаметры 3500, 4000, 6000 мм) и прямоугольного (пло-
щади 31 н 59 м2) сечений, было выполнено Алленом и Тейлором
[18] еще в 1923 г. Учитывая значительные площади сечений во-
доводов, они вводили раствор соли не в одной, а в нескольких
точках сечения. Контрольные участки выбирались большой
длины около 100D (L = 108 м при D = 1,04 м и L = 426 м при
543
D = 4 м). В начале участка, находившегося вблизи от места
ввода раствора соли, и в конце его устанавливались стержневые
электроды, перегораживавшие сечение трубы. Погрешность сред-
него результата из серии экспериментов по измерению расхода
воды указанным методом не превышала ±0,05 %. Применение
солевых меток для измерения особенно больших расходов воды
в трубах и открытых каналах и реках оказалось весьма целесооб-
разно [37 ]. Рекомендации по применению данного метода имеются
в документе, разработанном ИСО [431. Рекомендуемые концен-
трации солевого раствора от 3 до 120 г/л в зависимости от метода
контроля меток. Для улучшения перемешивания раствора соли
с водой его наибольшую допустимую плотность рр следует опре-
делять из уравнения vc — 0,2gD (рр/р — 1), в зависимости от
средней скорости воды vcl ее плотности р, диаметра трубы D
и ускорения свободного падения g. Раствор подается сжатым
воздухом (его давление на 0,25 МПа больше давления в трубе),
действующим на раствор, находящийся в резервуаре, илн же на
исполнительный механизм, перемещающий поршень, подающий
раствор в трубу. Вводить раствор при длине контрольного уча-
стка L менее 100D рекомендуется не менее чем через четыре от-
верстия, находящихся на равном расстоянии друг от друга в зоне
средней скорости. При L > 150D ввод раствора можно осущест-
влять в одной точке в любом месте сечения трубы, например
у стенки.
При схеме расходомера в двумя контрольными сечениями
(рис. 316, б) расстояние первого из них до места ввода вещества-
индикатора, должно быть не менее 7D, а расстояние L второго
сечения от первого тоже не менее 7D, но желательно иметь послед-
нее расстояние возможно больше. Если L < 100D, то в каждом
из этих сечений нужно иметь не менее двух стержневых элек-
тродов, пересекающих трубу по двум взаимно перпендикулярным
диаметрам, а в прямоугольном канале следует иметь несколько
параллельных электродов на равном расстоянии. Электроды
должны быть тщательно изолированы друг от друга и от трубо-
провода. Внутренняя поверхность трубы в радиусе 1 м от элек-
трода, а также поверхности электродов, не предназначенные для
измерительных целей, покрываются изоляционной краской. Для
ускорения процесса перемешивания целесообразно иметь турбу-
лизатор между местом ввода и первым контрольным сечением,
но не после него.
Если L 150D, то достаточно иметь в каждом сечении лишь
один точечный электрод на половине радиуса от стенки. Если
L > 50D, то допускается схема по рис. 316, а с одним контроль-
ным сечением.
При измерении расхода газа физико-химические метки при-
меняют реже, но зато здесь ассортимент меток шире. Так, в рабо-
тах [6, 8] рассмотрено применение для этой цели галоидных
меток. В качестве индикатора испытывали фреон и четырех-
544
хлористый углерод. Из двух контрольных сечений непрерывно
отбирали пробы газа, проходящие через детекторы, так назы-
ваемые течеискатели. В каждом из них два электрода — эмиттер
и коллектор ионов. Эмиттер, нагреваемый током до 900 °C, создает
начальный ток. На коллектор подается напряжение до 250 В.
Когда в межэлектродном пространстве оказывается газ, содер-
жащий галоид, сила тока резко возрастает. Галоидные метки
были с успехом применены для контроля состояния диафрагм на
газопроводе Средняя Азия—Центр. Длина контрольного участка
составляла 50 км. Расход, измеренный с помощью галоидных
меток, совпал о показаниями дифманометра, соединенного с ди-
афрагмой, в пределах 1—2 %. В работе[26] для проверки сужа-
ющих устройств, служащих для измерения расхода кислорода,
в качестве метки применяли гелий, вводившийся через сверх-
звуковое сопло.
В работе [71] сообщается о применении для измерения рас-
хода газа меток, создаваемых с помощью жидкого аммиака.
В работе [70] предложено применение в качестве меток газа
(оксид углерода, пары воды, диоксид углерода, монооксид азота),
сильно поглощающего инфракрасное излучение. Такая метка,
двигаясь с измеряемым газом, пересекает поток инфракрасного
излучения, создаваемый небольшим нагревательным элементом,
и изменяет количество энергии, поступающей на малоинерцион-
ный чувствительный элемент.
28.6. Приборы с ионизационными метками
Рассматриваемые приборы применяют преимуще-
ственно для измерения расхода или скорости газа, в котором
метки создаются путем периодической или реже непрерывной его
ионизации. Метки создаются или ионизирующим излучением,
обычно с помощью радиоактивного изотопа, или же электриче-
ским разрядом. У первых метки возникают по всему сечению
потока, и они предназначены лишь для измерения расхода газа.
У вторых метки образуются в ограниченной части потока, и они
служат для измерения местной скорости или расхода. Значи-
тельно реже встречаются приборы для измерения расхода жидкого
диэлектрика. В этом случае метка создается путем поляриза-
ции жидкости в электрическом поле.
Ионизационные метки вследствие диффузии и особенно реком-
бинации ионов имеют весьма короткий срок существования, как
это видно из уравнения п = п0 (1 + ^рпо0-1, гДе п — число пар
ионов в 1 см3 через ta после прекращения действия ионизатора;
пр — начальное число пар ионов в 1 см3; kp — коэффициент
рекомбинации (см8/с), зависящий от давления, температуры
и состава газа. Для воздуха при 0 °C и 101 325 Па kp — 1,61 X
X Ю1-8 см3/с. Поэтому длина контрольного участка L и время Ат
перемещения по нему должны быть малыми. Обычно длина L
18 П. П. Кремлевский 545
Рис. 324. Схема ионизационного расхо-
домера с метками, создаваемыми радио-
активным излучением
приблизительно равна 1 м и
менее. В связи с этим чаще
применяют схему в одним
(рис. 316, а), а не с двумя
(рис. 316, б) контрольными се-
чениями. А максимально до-
пустимое время Дт должно
быть тем меньше, чем выше
начальная концентрация ио-
нов п0, так как процесс реком-
бинации возрастает с ростом п0.
Так время Ат должно быть
не более 0,1—0,2 с при п > 108
и не более 0,01—0,02 в при
n0 > 109.
Приборы с ионизацией потока ионизирующим излучением.
Как правило, ионизирующее излучение образуется радиоактив-
ным изотопом, помещаемым снаружи или внутри трубы. Кроме
того, были испытаны расходомеры, у которых ионизирующее
излучение (х-лучи) создается с помощью катодно-лучевой трубки.
При помещении изотопа снаружи трубопровода применяют то
или другое устройство, например вращающийся обтюратор для
периодического создания ионизационных меток. Если изотоп
расположен внутри трубопровода, то целесообразнее иметь не-
прерывную ионизацию потока газа. В. том и другом случае обычно
работают с 0-излучением. Изотоп с у-излучением здесь избегают
применять по соображениям техники безопасности и необходимости
иметь очень большую толщину обтюратора. Чем больше толщина
стенки трубы, тем более жесткое (с большей максимальной энер-
гией Ет„) необходимо иметь 0-излучение. Для определения
Emax (МэВ) предложена [17] формула Ет„ — 0.183 (6рп -Ь
+ Dp) + 293, где 6 — толщина стенки, м; D — внутренний диа-
метр трубы, м; рс и р (кг/м8) — плотности материала стенки и
газа соответственно. При подборе изотопа рекомендуется увели-
чивать значение £шах в полтора раза. Наибольшее допустимое
значение Ешах = 3 МэВ.
Принципиальная схема расходомера с изотопом, размещен-
ным снаружи трубы [17], показана на рис. 324. В контейнере 1
заключен изотоп. Обтюратор 2, вращающийся с постоянной
скоростью, периодически пропускает через стенку 3 трубы пучок
0-лучей, которые образуют в газе ионные метки. Одновременно
обтюратор посылает импульс в мультивибратор 11. Последний
отпирается, и начинается отсчет времени. Находящиеся на конце
контрольного участка электроды 5 включены последовательно
с большим входным сопротивлением (108—10е Ом) первого ка-
скада усилителя 6 в цепь источника питания 4, создающего на
электродах разность потенциалов Е, которая выбирается с уче-
том максимальной скорости vm„r движения газа. Чем больше
546
Ошах» тем больше должно быть Е, с тем чтобы скорость движения
ионов = kE, где k — подвижность ионов [для влажного воз-
духа k= 1,384-1,51 см/(сВ)], была много больше ошах. При
прохождении метки между электродами в цепи возникает импульс
тока, который, пройдя через усилитель 6, запирает мульти-
вибратор 11, возвращая его в исходное положение. Очевидно,
что длительность импульсов на выходе мультивибратора равна
времени Ат перемещения метки на контрольном участке от места
ее образования до электродов. Последующее преобразование
этих импульсов может быть различно. В схеме генератор 10
формирует пилообразное напряжение, амплитуда которого про-
порциональна длительности поступающих импульсов. Это напря-
жение в блоке 9 преобразуется в напряжение постоянного тока,
поступающее через каскад 8 с низкоомным входом к измерителю 7.
Приведенная относительная погрешность рассмотренного расхо-
домера ±2 %. Имеются и другие разработки расходомеров с на-
ружным расположением контейнера с изотопом. В одной из них
последний вместе с обтюратором автоматически перемещался
реверсивным двигателем так, чтобы время перемещения Ат метки
до контрольного сечения оставалось неизменным. Измеряемой
величиной было расстояние L от источника метки до контроль-
ного сечения. В другой разработке с двумя контрольными сече-
ниями (по рис. 316, б) измерялся сдвиг фаз А<р токов, наводи-
мых в цепях двух пар электродов, расположенных на концах
контрольного участка длиной L. Сдвиг фаз Д<р = 3§QfrLlv, где
fr — частота генерации меток, a v — скорость газа. Схемы этих
расходомеров приведены в работе [012].
Значительно реже встречаются меточные расходомеры с изо-
топом, помещенным внутри трубопровода. Преобразователь та-
кого расходомера [19] показан на рис. 325. Внутри трубы 8
Рис. 325. Схема ионизационного меточного расходомера с радиоактив-
ным источником внутри трубопровода
18*
547
на ее концах имеются изоляционные втулки 1 и 6. В кольцевом
пазу первой из них укреплена серебряная фольга 2 шириной
12,5 мм, внутри которой находится радиоактивный изотоп
Sr80 (Y30), создающий ^-излучение, непрерывно ионизирующее
поток газа. Далее по ходу потока на расстоянии L = 485 мм
размещены кольцевые электроды 12 и 5, из которых первый
через вывод 3 соединен с генератороми мпульсов, а второй 4 с изме-
рительной схемой. Парные к ним электроды в виде кольцевых
цилиндров 10 имеют внутренний диаметр 51 мм. Они отделены
от трубы 8 втулками 9 из тефлона и воздушным зазором. Через
вводы 7 и 11 к ним подается напряжение 260 В (при скоростях
потока 3—12 м/с) или 960 В (при скоростях 10—30 м/с). При
этом создается достаточно сильное поле, чтобы при включенном
генераторе импульсов обеспечить быструю деионизацию газа
в начале контрольного участка. Этому способствует и трехкольце-
вая конструкция электродов. Среднее кольцо диаметром 38 мм
образует один, а два других диаметрами 19 и 51 мм — второй
электрод. Когда деионизированный газ достигнет конца контроль-
ного участка, произойдет резкое падение тока в цепи второй пары
электродов. Это вызовет новое включение генератора импульсов.
Очевидно, что частота этого включения будет линейно расти с ро-
стом расхода. Преобразователь расхода предназначен для давле-
ний до 0,2 МПа. Его приведенная погрешность ±2 %. Погреш-
ность измерения количества ±1 %. Но большая влажность газа
и содержание в нем твердых частиц или капель масла могут
нарушать правильную работу расходомера.
В работе [42] сообщается об испытании расходомера газа,
ионизация которого создавалась не радиоактивным изотопом,
а с помощью х-лучей, образуемых катодно-лучевой трубкой.
К электродам последней для создания метки подавались корот»?
кие импульсы высокого напряжения длительностью 1 мс. На рас->
стоянии 1,2 м приемный электрод фиксировал момент прохожде»
ния метки и при этом давал сигнал на подачу очередного им»
пульса к лучевой трубке. Расходомер применялся на трубопровод
дах диаметром 200 и 400 мм при скоростях газа от 0,3 до 30 м/а
и показал высокую точность.
Приборы с ионизацией потока электрическим полем. Рассма-
триваемые приборы применяются для измерения скоростей и рас-
ходов газов, а также диэлектрических жидкостей. У газов иони-
зационная метка создается искровым или коронным электриче-
ским разрядом, у диэлектрической жидкости — ее поляриза-
цией в электрическом поле. При электрическом разряде образуется
небольшое ионное облачко, суммарный заряд которого положи-
телен. Измеряя скорость перемещения этого облачка, можно
судить о местной скорости потока. При искровом разряде чаще
применяют схему с двумя контрольными сечениями (см.
рис. 316, б), при коронном разряде — схему с одним контрольным
сечением (см. рис. 316, а).
548
Рис. 326. Импульс тока, индуктируемый
в проводнике движующимся зарядом q:
а — схема движения заряда; б — харак-
тер импульса тока
Согласно теореме Шок-
ли 166], характер импуль-
са тока i, индуктируемого
на конце электрода в точ-
ке С (рис. 326), установлен-
ного в контрольном сечении,
определяется уравнением
I — qEv cos р, (275)
где q и v — заряд и скорость
движения ионной метки;
Е — напряженность элек-
трического поля, потенциал
которого равен единице в той
точке пространства, где на-
ходится заряд q (при от-
сутствии последнего), создаваемый заряженным приемным элек-
тродом; р — угол между направлением электрического поля
и скоростью V.
Из рис. 326, а следует, что Е = r~2 = (r0/sin р)-а. Подставляя
это значение в предыдущую формулу, получим
i — qv sin2 р cos р/^.
Характер кривой тока i, соответствующий этому уравнению,
показан на рис. 326, б. Из условия di/dt — 0 получим tg р =
~ -j/2. Откуда находим углы рх = 54° 44' и ₽а = 144° 44', при
которых имеем экстремальные значения тока i. Из-за диффузии
и рекомбинации ионов приборы с ионизацией электрическим
разрядом плохо пригодны при скоростях, меньших 8—10 м/с.
Приборы с ионизацией газового потока искровым разрядом.
Искровой разряд создается генератором, подающим периодиче-
ски высокое напряжение 300—1000 В обычно к двум электродам,
концы которых находятся в газопроводе на близком расстоянии
друг от Друга. Длину контрольного участка L берут тем меньше,
чем меньше измеряемая скорость газа, исходя из короткого
срока существования метки и необходимости создания на прием-
ных электродах сигналов, существенно превосходящих сигналы
от различных шумов и помех. При работе по схеме, показанной
на рис. 316, а, требуется большая крутизна фронта ионной метки,
чем при работе с двумя контрольными сечениями (см. рис. 316, б),
где отсчет времени можно производить при одинаковых уровнях
сигналов.
Один из первых зарубежных приборов с искровой ионизацией
работал при скоростях от 9 до 180 м/с и служил для измерения
расхода, который вычислялся по измеренной местной скорости
и ее связи со средней скоростью потока. Он работал с частотой
импульсов, пропорциональных расходу, по схеме, показанной
на рис. 316, а.
549
ir
Рис. 327. Образец осциллограммы сигнала при движе-
нии метки, образованной искровым разрядом
Во ВНИИМе им. Д. И. Менделеева прибор с искровой иони-
зацией при постоянной частоте создания меток был применен
для градуировки образцовых напорных трубок [13]. Прибор
работал с двумя контрольными сечениями, расстояние между
которыми L = 300 мм. Образец полученной записи сигналов на
ленте осциллографа приведен на рис. 327. Расстояние между
точками 1 и 2 дает время 4 перемещения метки на контрольном
участке, так как точка 1 соответствует моменту прохода метки
над первым, а точка 2 — над вторым электродом. Период гене-
рации меток 4 дает расстояние между двумя одноименными точ-
ками (/ и /). Период генерации 4 подобран почти равным 24-
Зубчатый характер кривой объясняется наводками в усилителе,
в остальном она вполне соответствует теоретической кривой
(см. рис. 326). На рис. 327 имеем 4 — 0,01 с, что при L = 300 мм
дает скорость, равную 30 м/с. Результаты измерения воспроиз-
водятся лучше, когда концы приемных электродов отодвинуты на
15—20 мм от линии движения метки и не препятствуют ее пере-
мещению. Погрешность измерения ±1 % определялась погреш-
ностью измерения компаратором расстояния между точками 1 и 2.
Приборы с ионизацией газового потока коронным разрядом.
Схема рассматриваемого прибора [25] изображена на рис. 328.
Электрод 2, имеющий форму иглы, заряжается до напряжения
1600—1800 В от источника Е через сопротивление RK. Корон-
ный разряд происходит в момент, когда около острия иглы ска-
пливаются электроны из газовой среды. Этому способствует
источник 1 с радиоактивным полонием, установленный на стенке
канала против электрода 2, который создает около последнего
небольшую ионизацию газового пространства. Во время разряда,
длящегося менее 1 мкс, происходит сильная ионизация газа
около электрода. При этом электроны переходят на электрод,
а положительно заряженное ионное облачко уносится вместе
в потоком газа. Когда оно достигнет приемного электрода 6,
установленного на расстоянии L = 12-5-15 мм, то в нем возни-
кает импульс тока, протекающий через сопротивление 7?в. Элек-
трод 6 состоит из медной проволоки диаметром 0,5 мм, изолиро-
ванной шеллаком, находящейся в экранирующей трубке из
550
коррозионно-стойкой стали диаметром 1 мм. Электроды 2 и 6
подключены к осциллоскопу 5 через усилители 3 и 4. Разряд на
электроде 2 включает ждущую развертку на осциллоскопе, а
импульс на электроде 6 после усиления поступает к пластинам
вертикального отклонения. Расстояние по горизонтали от начала
развертки до средней части приемного импульса дает время пере-
носа ta метки между электродами (57 мкс). На рис. 328, а пока-
зана форма импульса при небольшом сопротивлении 7?в = 560 Ом,
которая соответствует теоретической кривой (см. рис. 326), так
как здесь прибор измеряет напряжение на сопротивлении 7?в,
пропорциональное по величине и знаку току, наводимому на
электроде 6. При очень большом 7?в — 91 МОм форма импульса
принимает вид, показанный на рис. 328, б. Здесь прибор изме-
ряет напряжение, образуемое отрицательными зарядами на
электроде 6. Максимум этого напряжения соответствует проходу
ионной метки над острием электрода 6.
Работы, выполненные в ЛПИ [3], показали возможность при-
менения коронного разряда для измерения расхода горючих
газов (смесь пропан-бутана с воздухом). Длина диэлектрического
преобразователя 250 мм, внутренний диаметр 20 мм, наруж-
ный — 50 мм. Пределы измерения расхода газа от 0,02 до 0,1 м3/с.
Во избежание оседания ионов на стенках преобразователя наи-
меньшая измеряемая скорость газа 2 м/с.
Приборы с ионизацией потока диэлектрической жидкости.
В ЛПИ разработан [3] прибор для измерения расхода индустри-
ального и трансформаторного масла в пределах от 6,7-Ю-5 до
2,5-10“4 м3/с, в котором ионная метка создавалась с помощью
высоковольтного импуЛьса напряжения. Источник и приемник
ионной метки, размещенные на расстоянии около 100 мм друг
от друга, находятся в отрезке трубы длиной 60 мм из диэлектри-
ческого материала. Источник состоит из расположенного в цен-
тре по оси трубы высоковольтного электрода, к которому пери-
одически подаются импульсы напряжения 5—15 кВ, и находя-
щегося в том же сечении низковольтного кольцевого электрода,
утопленного в стенке трубы. При подаче импульса напряжения
образуется униполярное ионное облачко, которое, дойдя до коль-
цевого приемника, также утопленного в стенке трубы, создает
Рис. 328. Схема расходомера и его сигналы при ионизации потока коронным
разрядом
551
падение напряжения на сопротивлении, соединенном с приемни-
ком. Разрядный ток 10—20 мкА. Измерительная схема фиксирует
время прохождения меткой контрольного участка. Минимальная
измеряемая скорость 0,5 м/с.
28.7. Приборы с тепловыми метками
Расходомеры с тепловыми метками можно приме-
нять для измерения расхода как жидкости, так и газа. Они состоят
из нагревателя, создающего тепловую метку, и термопреобразова-
телей для измерения времени перемещения метки на контрольном
участке. Иногда нагреватель отсутствует. В этом случае термо-
преобразователи служат для измерения времени перемещения
случайных тепловых неоднородностей, имеющихся в потоке.
Имеются расходомеры, у которых нагреватель расположен как
снаружи, так и внутри трубы.
Предложено несколько разновидностей расходомеров с на-
ружным расположением нагревателя. Так, в работе [16] рас-
смотрен расходомер, в котором тепловая метка создается излу-
чателем инфракрасного (ИК) или сверхвысокочастотного (СВЧ)
диапазонов, расположенных на наружной поверхности трубчатой
вставки длиной 300 мм из кварца для ИК-диапазона и фторо-
пласта. Для СВЧ-диапазона частота генерации меток 0,5—0,1 Гц,
длительность меток 0,5—1,5 с. В конце контрольного участка
пути длиной 100 мм от конца зоны нагрева, снаружи трубы раз-
мещался медный термометр сопротивления. В меточных расходо-
мерах с радиационным нагревом при D < 10 мм длину контроль-
ного участка берут не более 30D, где D —диаметр трубы. Рас-
ходомер испытывали на водных растворах глицерина при рас-
ходах от 0 до 30 л/ч. Приведенная погрешность измерения ±1,3 %.
Предельное давление 1,6 МПа. Включение источника нагрева для
образования очередной метки происходит в момент снижения
температуры заднего фронта метки в конце контрольного участка
до некоторого порогового значения. Но задний фронт метки
обычно сильно растянут, что снижает быстродействие прибора.
В связи с этим в работе [1] предложено в конце контрольного
участка устанавливать два дифференциально включенных термо-
преобразователя на расстоянии I друг от друга, равном половине
начальной длины метки, I = (/н + vmax.t)/2, где 1В — длина
нагреваемого участка трубы; t — длительность нагрева; ошах —>
максимальная скорость метки. В этом случае быстродействие
возрастает, так как получается более крутой спад измеритель-
ного сигнала. Возможно создание тепловых меток не только
радиационным, но и термоконвективным нагревом с помощью
проволочного нагревателя, намотанного на наружную поверх-
ность трубы, или путем непосредственного нагрева некоторого
участка трубы длиной /н через два контактных кольца на его
концах.
552
В работе [гл. 20 : 28] указывается на необходимость учета
в тепловых меточных расходомерах осевой теплопроводности
измеряемого вещества и рекомендуется формула v = Lk/t — 4 j/ат,
где v — скорость движения метки; LK — длина контрольного
участка от конца нагревателя; <е — время перемещения метки
на длине LK; а — коэффициент температуропроводности изме-
ряемого вещества.
В некоторых случаях [64] в трубопроводе образуется тепло-
вая метка путем введения в него порции жидкости или газа,
нагреваемых в особой емкости, расположенной вне данного
трубопровода.
Иногда применяют расходомеры, у которых тепловая метка
создается нагреваемым элементом, обычно проволочкой, находя-
щейся внутри измеряемого вещества. Если ток подается в виде
отдельных импульсов, то образуются метки, скорость которых
равна местной скорости потока. Если же ток изменяется по си-
нусоидальному закону, то возникает температурное поле, дви-
жущееся со скоростью потока. На контрольном расстоянии L
помещается малоинерционный термопреобразователь, фиксиру-
ющий момент прихода метки или служащий для измерения раз-
ности фаз А<р между температурами, а следовательно, и токами
в нагревающей проволочке и термопреобразователе. В последнем
случае скорость и потока определяется формулой v — 360/н£/Аф,
где /н — частота тока нагревателя. Для измерения скорости
воздуха [69] были взяты очень малые диаметры проволочек
нагревателя (0,008 мм) и термопреобразователя (0,003 мм), что
позволило повысить частоту fB до 100 Гц. Скорости от 0,5 до
4 м/с измеряли компенсационным методом путем изменения
длины L от 2,5 до 20 мм. При скоростях менее 0,4 м/с возникала
заметная погрешность из-за влияния теплопроводности.
28.8. Приборы с оптическими метками
Оптическими метками могут быть или вещества-
индикаторы, вводимые в поток, или же частицы, присутствующие
в потоке, отличные по своим оптическим свойствам от остального
измеряемого вещества. В больших и средних трубопроводах
оптические метки занимают лишь некоторую часть потока. В ма-
лых трубах диаметром менее 10 мм каждая метка может целиком
перекрывать сечение потока. Расходомеры с такими метками рас-
смотрены в гл. 32.
Веществами-индикаторами, создающими оптические метки
[03], могут быть алюминиевая стружка, плексигласовый или але-
бастровый порошок, полистироловые частицы сферической формы
диаметром около 1 мм и т. п. Кроме того, для этой же цели могут
служить окрашенные жидкости и различные эмульсии, например
эмульсия из вазелинового масла и хлорбензола, которая в потоке
воды превращается в шарики диаметром 2—2,5 мм. Поэтому
553
необходимо, чтобы плотности индикатора и измеряемого вещества
были близки друг другу. Заметим, что полистироловые частицы
после обработки их ацетоном имеют плотность, почти равную
плотности воды.
Существуют разные способы образования оптических меток
в самом измеряемом веществе. Если поток содержит флуоресци-
рующие частицы, то метки в нем могут быть созданы периодиче-
ским излучением, через прозрачные для последнего окна. В ра-
боте [59] рассматривается образование оптических меток в по-
токе, в который введен раствор пиридина в этиловом спирте.
Под воздействием создаваемого газоразрядной трубкой кратко-
временного (длительность 0,3—3 мкс) ультрафиолетового луча,
пересекавшего поток через оптически прозрачные кварцевые
стенки, узкая полоса жидкости мгновенно окрашивалась в синий
цвет. Другой способ состоит в образовании в водном потоке путем
электролиза газовых пузырьков, состоящих из водорода и кис-
лорода. Для осуществления процесса электролиза к двум метал-
лическим проволочкам, установленным перпендикулярно к оси
трубы, прикладывается необходимая разность потенциалов.
Предложены также различные оптико-механические системы
[03] для контроля за оптическими метками, распределенными по
сечению потока. Так, с помощью лазера и оптической системы,
образующей в газопроводе два световых луча на близком рас-
стоянии друг от друга, можно контролировать время пересечения
этих лучей механическими частицами, содержащимися в газе [68].
28.9. Приборы с электромагнитными метками
В рассматриваемых приборах имеется катушка-
отметчик, расположенная рядом с трубопроводом или намотан-
ная на него, которая в зависимости от свойств измеряемого ве-
щества создает токовую или магнитную метку. При проходе
метки через контрольное сечение, где расположена вторая ка-
тушка, в последней возникает импульс тока. Время перемещения
метки на контрольном участке определяется по разности между
временем появления импульса во второй катушке и временем
подачи возбуждающего импульса в первую катушку.
На рис. 329 показана схема прибора с токовыми метками [5]
для измерения расхода электропроводной жидкости, движущейся
по прямоугольному каналу А. Токовая метка создается прямо-
угольной катушкой Б, расположенной параллельно плоскости
канала, при подаче в нее прямоугольного импульса тока от гене-
ратора 5. Возникающий при этом в жидкости ток перемещается
вместе с ней. Когда он проходит мимо приемной катушки В,
установленной на расстоянии х от первой катушки с другой
стороны канала перпендикулярно к его плоскости, в ней возни-
кает ЭДС. В момент пересечения токовой меткой плоскости ка-
тушки В ЭДС в ней переходит от положительного к отрицатель-
554
ному значению. Поэтому вре-
мя Дт перемещения метки по кон-
трольному участку длиной х рав-
но разности времен между момен-
том, когда ЭДС в катушке В ста-
новится равной нулю, и момен-
том подачи возбуждающего им-
пульса в катушку Б. Сигнал от
катушки В поступает на уси-
лительно-амплитудный ограничи-
тель 1. Последний, связанный
через ключ Г в генератором 5,
включает его в момент перехода
через нуль напряжения на выходе
усилителя 1. На селектор поляр-
ности 2 одновременно поступают
Рнс. 329, Схема расходомера с токо-
выми метками
сигналы от усилителя 1 и генератора 5 после дифференцирова-
ния вырабатываемых им прямоугольных импульсов тока. Выход-
ной сигнал селектора 2 имеет сложную форму. Его передний
фронт переключает триггер 3, на выходе которого образуется
прямоугольный импульс. Частота этих импульсов, равная ча-
стоте импульсов генератора 5, и, следовательно, обратно про-
порциональная расходу, измеряется частотомером 4. Длина
контрольного участка х берется тем больше, чем больше значения
скорости потока V. Кроме того, эта длина зависит от электриче-
ской проводимости х и магнитной проницаемости р> вещества.
Имеем х > охра2/4, где а — полуширина катушки. Длина х =
= 3,7 мм при v от 2 до 3 м/с и х = 8,5 при v = 20 м/с. Амплитуда
сигнала, снимаемая с катушки размерами 9x50 мм, имевшей
500 витков, при измерении расхода алюминия равнялась 10 мВ.
Приведенная погрешность измерения ±2 %.
Расходомер с магнитными метками был разработан для изме-
рения расхода магнитных железорудных пульп 12]. Вокруг
трубопровода из немагнитного материала, по которому движется
пульпа, намотаны две катушки на расстоянии L друг от друга.
При подаче в первую из них кратковременного импульса тока
в пульпе образуется магнитная метка длиной I. В момент про-
хода метки внутри второй катушки в последней возникает импульс
тока. Средний радиус катушки рекомендуется иметь равным I
для получения выходного сигнала наибольшей крутизны.
28.10. Приборы с ядерно-магнитными метками
Приборы с ядерно-магнитными метками основаны на
явлении ядерно-магнитного резонанса. Их применяют для жидко-
стей, имеющих большое гиромагнитное отношение и лишь для
труб, диаметр которых не более 100—150 мм. Эти приборы рас-
смотрены в гл. 26, посвященной ядерно-магнитным расходомерам.
555
Г л а в a 29. КОРРЕЛЯЦИОННЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
29.1. Принцип действия и общая
характе ристика
Большинство однофазных потоков, не говоря уже
о многофазных, не строго однородны. Поэтому те или другие
свойства или параметры потока (плотность, электрическая про-
водимость, температура и т. д.) непрерывно меняются случайным
образом. Если с помощью коррелометра определить абсциссу
максимальной ординаты взаимной корреляционной функции двух
случайно изменяющихся параметров потока одного и того же рода,
в двух сечениях, отстоящих друг от друга на небольшом расстоя-
нии L, то эта абсцисса будет соответствовать времени тп переме-
щения потока на указанном расстоянии L. Зная поперечное сече-
ние потока S, его объемный расход Qo можно будет определить
по формуле
Qo = kSL?xa,
где k — коэффициент, учитывающий влияние профиля скоростей,
свойств вещества и характера информационно-измерительного
устройства.
Принципиальная схема корреляционного расходомера пока-
зана на рис. 330. Изменение того или другого параметра потока,
например концентрации отдельных его фаз, воспринимается в се-
чениях А и Б двумя преобразователями 1 и 2. Сигналы х (0
и у (t), вырабатываемые этими преобразователями, приведены на
рис. 331, а. Хотя сигналы х (t) и у (t) носят случайный характер,
но, благодаря сравнительно небольшому расстоянию L между
сечениями А и Б, они имеют тесную корреляционную связь.
Форма сигнала х (0 опережает форму сигнала у (t) на время тп
(рис. 331, б), необходимое для перемещения частиц потока от
сечения А до сечения Б. Для измерения этого времени служит
коррелометр (см. рис. 330), состоящий из блоков 3, 4, 6 и измери-
тельного прибора 5. Блок 6 преобразует сигнал х (0 в сигнал
х (t — т). Он имеет регулирующее устройство, позволяющее
изменять время задержки т. Блок 3 дает произведение сигналов
х (( — <с) у (0. Блок 4 интегрирует это
произведение и выдает его среднее
значение Rxvm за некоторый период
времени Т. Значение корреляционной
функции Rxg (Х) определяется уравне-
нием
нА
Рис. 330. Схема корреля-
ционного расходомера
Т
Rxy (т) — Нт (1/Т) J х (t -* <с) у (0 di.
о
556
Рис. 331. Корреляционный расходомер: а — сигналы преобразо-
вателей; б — вид корреляционной функции
Вид этой функции показан на рис. 330, б. Она имеет сравнительно
резко выраженный максимум, когда время задержки т равно
времени <гп перемещения частиц потока от сечения А до сече-
ния Б.
Для вычисления корреляционной функции Rxgm и опреде-
ления времени тп имеется и другая более новая схема коррело-
метра [10], основанная на трансформации сигналов х (t) и у (t)
в ряды Фурье и получении взаимного спектра этих сигналов.
В большинстве случаев корреляционные расходомеры имеют
только два канала преобразования расхода, как показано на
рис. 330. Но известны [13; 21] расходомеры с несколькими па-
рами каналов преобразования, установленных последовательно
в трубопроводе. Они целесообразны при измерении неустано-
вившихся переменных расходов.
Между корреляционными и меточными расходомерами име-
ется много общего. В том и другом случае на концах некоторого
участка длиной L устанавливаются преобразователи, служащие
для определения времени т — прохода потоком этого участка.
Но в одном случае в поток вводится метка, и преобразователи
вырабатывают дискретные сигналы при проходе потоком кон-
трольного участка, а в другом — вырабатываются непрерывные
сигналы, соответствующие характеру изменения случайных про-
цессов в контролируемых сечениях. Особенно близки к меточным
те корреляционные расходомеры, у которых случайные процессы
создаются искусственным путем [24].
Достоинства корреляционных расходомеров: возможность при-
менения для измерения расхода загрязненных сред, многофазных
потоков и расплавленных металлов; отсутствие потери давления;
отсутствие контакта с измеряемым веществом в большинстве
случаев.
Недостатки корреляционных расходомеров: длительность про-
цесса измерения, так как с уменьшением времени измерения Т
погрешность возрастает; ограниченная точность, обычно погреш-
ность измерения расхода не менее 1,5—2 %.
Корреляционные расходомеры предназначены в первую оче-
редь для измерения многофазных веществ и различных потоков,
имеющих какие-либо неоднородности. Иногда, случайные изме-
нения какого-либо параметра потока, например температуры
с помощью нагревателя, создаются искусственным путем. Перед
557
преобразователями корреляционного расходомера надо иметь
прямой участок трубы. Согласно [3], длина такого участка после
колена должна быть не менее (5-i-10)
29.2. Погрешность измерения
Средняя квадратическая погрешность измерения объ-
емного расхода Oqo с помощью корреляционного расходомера
определяется по формуле
aQo = 50 [(АЛ/Л)2 + (AS/S)2 + (AL/L)2 + (Атп/тп)2 + (2ат)2]°-5,
где Ak, AS, AL, Атп — максимальные погрешности измерения
величин k, S, L, тп, а °т — средняя квадратическая погрешность
из-за конечности времени Т интегрирования сигналов х (t — т)
и У (0-
Наибольший вклад в погрешность измерения расхода вносит
Атп и, в некоторых случаях — еще АЛ. Время перемещения <гп
и расстояние L взаимосвязаны. Чем меньше L, тем меньше и
тп и тем больше абсолютные погрешности AL и Атп будут влиять
на CTqq. Но [14] с увеличением L (рис. 332) уменьшается не только
величина, но, что более важно, и крутизна максимума корреля-
ционной функции, что приводит к увеличению погрешности Атп.
Кроме того [16], имеются и другие причины избегать значитель-
ных L. Учитывая это, приходится брать сравнительно небольшие
величины L, с тем чтобы время тп составляло по возможности доли
секунды [8]. Рекомендуется [17] в зависимости от скорости по-
тока брать L в пределах (0,5-f4) D, где D — диаметр трубопро-
вода. Вместе с тем, для возможности выбора наиболее подходя-
щего значения тп расходомер должен позволять изменять время
задержки т в широких пределах. Так, в работе [19] сообщается
о корреляционных расходомерах, позволяющих изменять время т
от 7 мс до 70 с. Преобразователи 1 и 2, контролирующие случай-
Рис. 332. Зависимость корреляцион-
ной функции R,xy (Х) от контроль-
ного расстояния L, равного:
1 — 200 мм; 2 — 300 мм; 3 400 мм;
4 —- 500 мм
ные процессы в сечениях А и Б
(см. рис. 330), должны иметь строго
одинаковые характеристики, и
в том числе динамические, во
избежание отрицательного влия-
ния на погрешность измере-
ния тп. Все сказанное касалось
точности определения тп.
Второй существенный источ-
ник погрешности АЛ зависит от
профиля скоростей, определя-
емого числом Рейнольдса и шеро-
ховатостью трубы, и от способа
получения информации об изме-
ряемом параметре преобразо-
вателями, установленными в сече-
558
ниях А и Б. Так, ультразвуковые преобразователи реагируют
на плотность измеряемого вещества, находящегося в пределах
цилиндрической области распространения акустических колеба-
ний от одной стенки трубы до другой. Термопреобразователи же
реагируют лишь на температуру вещества, окружающего чув-
ствительный элемент (например, конец термопары). Это обу-
словливает очень большое разнообразие значений поправочного
коэффициента k и его погрешности Ak. Так, в ультразвуковых
преобразователях коэффициент k меняется от 0,93 до 0,95 при
увеличении числа Рейнольдса от 10® до 10е.’ Поэтому принятие
постоянного значения k во всей области измерения от Qmln до
Qmax дает соответствующую погрешность. Кроме того, в неко-
торых случаях коэффициент k учитывает и свойства вещества,
например влияние осевой теплопроводности на скорость пере-
мещения измеряемого параметра.
Погрешность стт уменьшается с уменьшением L и увеличе-
нием периода интегрирования Т. Поэтому время Т надо брать
достаточно большим, хотя это и связано с запаздыванием показа-
ний. В некоторых случаях [7] оно бывает равно нескольким
часам. Но увеличение времени Т не всегда возможно, не только
из-за запаздывания показаний, но в частности, из-за непостоян-
ства расхода потока. В этих случаях в работе [15] предлагается
увеличивать число контрольных сечений, которые надо распо-
лагать на равных расстояниях L друг от друга. Выходные сиг-
налы всех преобразователей суммируются, и определяется ча-
стотный спектр результирующего сигнала. Пик на кривой частот-
ного спектра соответствует частоте, которая равна скорости по-
тока, разделенной на расстояние L.
Результирующая погрешность измерения расхода будет также
зависеть от точности измерения длины контрольного участка н
площади сечения трубопровода S.
Не анализируя все многообразие различных случаев приме-
нения корреляционных расходомеров, укажем лишь, что предель-
ная погрешность измерения объемного расхода у них в большин-
стве случаев равна ± (24-4) %, причем для двухфазных потоков
она обычно меньше, чем для однофазных [7, 22]. Например,
при измерении расхода водопесчаной пульпы с содержанием пе-
ска от 2 до 15 % по массе при размерах частиц от 150 до 2000 мкм
погрешность измерения не превосходила 1—2 % [4].
Подробный анализ и разбор источников погрешности у кор-
реляционных расходомеров дан в работе [10].
29.3. Различные варианты корреляционных
расходомеров
В зависимости от вида и способа измерения пара-
метров, случайные колебания которых контролируются в кор-
реляционных расходомерах, существует много их различных
вариантов [5, 16].
559
Один из самых основных и нашедших промышленное приме-
нение — это ультразвуковой корреляционный расходомер [8,
21, 22]. В обоих контрольных сечениях снаружи или внутри
трубы устанавливается излучатель акустических колебаний ча-
стотой около 1 МГц. Эти колебания направлены перпендикулярно
к оси трубы и воспринимаются пьезопреобразователем, находя-
щимся на противоположной стороне трубы. Присутствие в жидко-
сти различных неоднородностей в виде твердых частиц или газо-
вых пузырей вызывает в результате поглощения и рассеяния
ослабление акустических колебаний, поступающих на приемные
преобразователи, соединенные через усилители, демодуляторы
и фильтры с коррелометром.
Согласно [2], работа ультразвукового корреляционного рас-
ходомера ухудшается с увеличением отношения D/d, где D и
d — соответственно диаметры трубы и пьезоэлемента. Жела-
тельно иметь D/d 10. Учитывая, что обычно d С 50 мм, полу-
чим наибольший допустимый размер D — 500 мм. Кроме того,
о увеличением D уменьшается ширина В корреляционного спек-
тра частот между контрольными сечениями. Поэтому в работе [2]
рекомендуется иметь D не более 200 мм. В той же работе изуча-
лось влияние длины контрольного участка. С уменьшением
этой длины от 3/2D до D/2 линейный участок шкалы прибора
возрастал. В работе [3] также указывается на желательность
иметь большие значения ширины В. С ее увеличением возрастает
качество кросскорреляционной функции и снижается погреш-
ность измерения.
В случае измерения расхода газа излучающие и приемные
пьезопреобразователи не могут находиться снаружи трубы.
В лабораторных же условиях ультразвуковой корреляционный
расходомер успешно применяли для измерения расхода газа [5].
В работе [23] сообщается о применении ультразвукового корре-
ляционного расходомера для измерения расхода и концентрации
гидросмесей, а в работе [22 ] — для измерения воздуховодяной
смеси в трубе диаметром 50,8 мм. Расстояние между контроль-
ными сечениями также было равно 50,8 мм. Ультразвуковые пре-
образователи работали на резонансной частоте 2 МГц. Объемную
концентрацию воздуха Р, хорошо диспергированного в смеси,
меняли от 0,6 до 43,6 %. При Р << 10 % точность измерения была
весьма хорошей. С уменьшением скорости смеси от 4 до 1,5 м/с
наблюдалось небольшое увеличение погрешности (до 2 %), а
в возрастанием газосодержания — даже до 4 %.
В работе [11] предложен упрощенный вариант ультразвуко-
вого корреляционного расходомера. В контрольных сечениях
установлены лишь по одному пьезоэлементу, излучающему аку-
стическую волну перпендикулярно к оси трубы и воспринима-
ющему волну, отраженную от рефлектора, помещенного на про-
тивоположной стенке трубы. Неоднородности потока жидкости
или газа влияют на образовавшуюся стоячую волну и изменяют
560
Рис. 333. Схема оптиче-
ского корреляционного
расходомера
как требуют мощных
акустическую нагрузку на пьезоэлемент,
а следовательно, и его электрический
импульс. Расходомер измерял расход
воды при скоростях до 0,4 м/с в трубе
диаметром 34 мм и расход воздуха при
скоростях до 20 м/с в трубе диаметром
100 мм. Его устройство проще, но по-
грешность измерения больше (до ±4 %).
Ионизационный корреляционный рас-
ходомер состоит из источников радиоак-
тивного излучения, устанавливаемых с
одной стороны трубы, и приемников обыч-
но сцинтилляционных счетчиков, распо-
лагаемых с другой стороны. Подобные
расходомеры пригодны для измерения
газа, содержащего твердые частицы, но
применяются сравнительно редко, так
источников радиации, чтобы приемное устройство могло реаги-
ровать на высокочастотный измерительный сигнал [5]. Устрой-
ство ионизационного преобразователя плотности см. в [гл. 33;
15]. Если само измеряемое вещество радиоактивно, то устройство
корреляционного расходомера упрощается благодаря отсутствию
необходимости в посторонних источниках измерения.
Оптические корреляционные расходомеры — третья разновид-
ность приборов, в которых посторонний луч, пронизывающий
трубопровод, модулируется неоднородностями потока. Они нашли
преимущественное применение для измерения расхода жидкости
в открытых потоках [6], где отражение световых лучей проис-
ходит от неровностей, имеющихся на поверхности жидкости.
Но их с успехом можно принять и для измерения расхода гидро-
смесей, движущихся в трубопроводах, например целлюлозной
пульпы [9, 12, 20]. В контрольных сечениях, расположенных
близко друг от друга, помещают световоды 1 и 2 из волоконной
оптики (рис. 333). Диоды 3 посылают через эти световоды лучи
света, которые отражаются частицами целлюлозы. Отраженные
лучи возвращаются по этим световодам и воспринимаются фото-
преобразователями, сигналы которых после прохода через пред-
варительный усилитель поступают в измерительную схему. При-
бор предназначен для измерения расхода целлюлозной пульпы
при ее температуре до 100 °C и давлении до 1 МПа. Приведенная
погрешность ±1 % [20]. Достижению высокой точности изме-
рения способствует, как показывает опыт, равномерный профиль
скоростей пульпы, если средняя скорость не превосходит неко-
торого значения ошах — 1,8С1>4Р, где С — объемная концентра-
ция пульпы, %; Р — поправочный коэффициент (Р = 0,9 и р = 1
для древесной и искусственной целлюлозы соответствено) и если
длина прямого участка трубы L/D 14o°-9/CPl (pL = 0,8 и
Р = 1 для древесной и искусственной целлюлозы соответственно).
561
Диэлектрические корреляционные расходомеры, реагирующие
на изменение емкости, имеют в каждом контрольном сечении по
электроду в виде тонкого полукольца, изолированного от трубы
и не выступающего за ее поверхность. Заземленная труба образует
противоположные электроды. Такие расходомеры целесообразны
для измерения расхода воздушных потоков, переносящих порош-
кообразные (цемент, муку и т. п.), гранулометрические (зерно
и т. п.) и кусковые материалы. В одном из первых корреляцион-
ных расходомеров для измерения расхода муки в воздушном
потоке электроды имели длину вдоль трубы 150 мм и расстояние
между их осями 600 мм. Имеются сообщения [18, 19 J о промыш-
ленном производстве таких расходомеров для труб диаметром от
20 до 400 мм. Обычно эти расходомеры дополняются преобразова-
телем плотности для возможности измерения массового расхода
твердой фазы.
Кондуктометрические корреляционные расходомеры, основан-
ные на измерении изменения электрической проводимости, имеют
в каждом контрольном сечении по электроду. Они весьма при-
годны для измерения расхода различных пульп, а также смесей
двух жидкостей при условии, что компоненты обладают разной
электрической проводимостью. Их измерительные схемы очень
просты, и они проще и дешевле, чем ультразвуковые, также
пригодные для измерения расхода пульп. Но их нельзя при-
менять, если среда дает осадки, залепляющие электроды и тем
изменяющие их сопротивление.
Электростатические корреляционные расходомеры основаны
на детектировании электростатических зарядов, имеющихся у
твердых частиц, движущихся в воздушном потоке. Они имеют
приемные пластины, как у диэлектрических расходомеров, и
могут служить для измерения расхода газа при очень малом
содержании в нем твердых частиц.
Для жидкостей с низкой электрической проводимостью пред-
ложены [2] корреляционные расходомеры, основанные на изме-
рении пульсаций плотности электрических зарядов, срываемых
турбулентным потоком из двойного электрического слоя, возни-
кающего на внутренней поверхности трубопровода. Преобразо-
ватель расхода состоит из диэлектрического участка трубы,
снаружи которой расположены два кольцевых электрода на неко-
тором расстоянии друг от друга.
Для расплавленных металлов возможно применение [1] кор-
реляционных расходомеров, основанных на измерении переме-
щения гидродинамических неоднородностей типа вихрей, возни-
кающих в местных сопротивлениях. Детекторами могут служить
два электромагнитных преобразователя расхода, из которых
первый устанавливается вблизи местного сопротивления, а вто-
рой — на расстоянии 5—10 диаметров трубопровода.
Во всех рассмотренных вариантах корреляционных расходо-
меров контролируются случайные процессы, возникающие за
562
Рис. 334. Схемы корреляционных расходомеров: а — теплового; б — электроли-
тического
счет неоднородностей, имеющихся в измеряемом веществе. На-
ряду с ними имеются корреляционные расходомеры, в которых
эти неоднородности создаются искусственно. К ним относятся
тепловые и электролитические корреляционные расходомеры.
Они предназначены для измерения расхода строго гомогенных
однофазных веществ.
Схема теплового корреляционного расходомера показана на
рис. 334, а. В трубе 1 помещен нагреватель 2, ток в котором
меняется случайно, например из-за изменения напряжения пита-
ния или путем частого выключения через различные промежутки
времени генератора псевдослучайных сигналов. Далее по ходу
потока установлены две термопары 3 и 4 на расстоянии L друг
от друга. Они через усилители 5 и 7 связаны с коррелометром 6 [7 ].
Наряду с рассмотренной имеются схемы тепловых корреля-
ционных расходомеров без источника, создающего искусствен-
ную неоднородность потока. Для одной из них оказалась доста-
точной небольшая неоднородность температурного поля после
теплообменника, вызывавшая разность температур от 0,01 до
1 °C. Термопреобразователи — малоинерционные термопары —
размещались на расстоянии 100—150 мм друг от друга. Погреш-
ность измерения ± (34-5) % [10]. В другой схеме в контрольных
сечениях были установлены проволочные преобразователи термо-
анемометров, нагреваемые током. Случайные изменения ско-
рости воздушного потока, например турбулентные вихри, будут
менять теплопередачу у преобразователей термоанемометров,
а следовательно, и вырабатываемый ими сигнал. При диаметре
трубы 94 мм расстояние между преобразователями варьировали
от 100 до 500 мм. Имеются также тепловые расходомеры [24],
у которых в контрольных сечениях установлены терморезисторы.
Если в первый из них по ходу потока подавать периодически от
генератора сигнал, то последний образует в потоке тепловую
метку, которая, достигнув второго термистора, пошлет в схему
приемный сигнал, и разность времен между этими сигналами
даст время прохода меткой контрольного участка. Это соответ-
ствует работе теплового меточного расходомера. Если же для
уменьшения тепловой нагрузки и соответственно электрической
мощности подавать в первый термистор периодически слабый,
но длительный сигнал и определять с помощью коррелометра время
563
прохода этим сигналом контрольного участка, то получим тепло-
вой корреляционный расходомер. Таким путем измеряли расход
дизельного топлива от 2 до 20 л/ч в трубе диаметром 10 мм при
расстоянии между термисторами 25 мм.
Тепловые корреляционные расходомеры нашли применение
на атомных электрических станциях. Результаты исследования
работы расходомеров в этих условиях содержатся в [0191.
Схема электролитического корреляционного расходомера, пред-
назначенного для измерения расхода электропроводных одно-
фазных жидкостей [5], изображена на рис. 334, б. Электроды 1
и 4 установлены в стеклянной трубе 2 на расстоянии 27 мм друг
от друга. На противоположной стороне трубы помещен общий
электрод 3. Проходящие мимо концов электродов 1 и 4 случай-
ные турбулентные вихри будут срывать образующиеся на них
при прохождении тока слои газовых пузырьков и тем изменять
сопротивление цепи. Во избежание поляризации электродов их
следует питать переменным током.
Г л а в а 30. ОСОБЫЕ МЕТОДЫ ИЗМЕРЕНИЯ РАСХОДА
В этой главе даются основные сведения по методам
измерения расхода, не рассматривавшимся в предыдущих главах.
Эти методы имеют ограниченное применение, но представляют
определенный интерес.
30.1. Струйные расходомеры
Имеются три группы приборов, служащих для изме-
рения расхода или скорости, существенный элемент преобразова-
телей которых — вытекающая струя жидкости или газа. Эго дает
иногда повод именовать каждую из этих групп струйными расхо-
домерами или скоростемерами. Между тем функция вытекающей
струи в каждой из этих групп, а значит, и принципы их действия
совершенно различны. Это требует четкого их разграничения и
применения для каждой группы своего наименования.
Приборы первой группы — расходомеры с осциллирующей
струей, частота колебаний которой пропорциональна объемному
расходу. Они — одна из разновидностей вихревых расходомеров —•
рассмотрены в гл. 19.
Приборы второй группы — расходомеры ударно-струйные, в
которых измеряется зависящий от расхода перепад давления,
возникающий при ударе струи жидкости или газа. Они — част-
ный случай расходомеров переменного перепада давления и
предназначены для измерения лишь малых расходов (см. гл. 1
и 32).
564
Рис. 335. Схема преобразователя рас-
ходомера с отклонением струи
Приборы третьей группы—
расходомеры с отклонением вы-
текающей струи—рассмотрены
далее. Они основаны на зави-
симости перепада давления от
измеряемой скорости жидкости
или газа, возникающего при от-
клонении струи вспомогатель-
ного газа или жидкости. Схема
преобразователя такого прибора
показана на рис.335. Струя вспо-
могательного газа или жидкости
(обычно воздуха или воды), подаваемых под давлением 0,2 МПа,
непрерывно с большой скоростью вытекает из соплового отвер-
стия трубки 1. Симметрично против этого отверстия на расстоя-
нии 21 мм расположены отверстия двух приемных трубок 2 и 3,
расстояние между осями которых равно 2,2 мм. Вытекающая
струя создает в приемных трубках давления рх и р2. Если изме-
ряемая скорость v равна нулю и струя вспомогательного газа или
жидкости не отклоняется от своего направления, то pi — pt.
С появлением скорости v струя, вытекающая из трубки 1, будет
отклоняться вправо, вследствие чего давление рг в трубке 2
будет расти, а давление р2 в трубке 3 — падать. Чем больше
скорость V, тем больше будет разность давлений pv — рг. Зави-
симость рх — р2 от скорости v близка к линейной. При измерении
скорости газа вспомогательное вещество — воздух или другой
газ, а при измерении жидкости — вода или другая жидкость.
Прибор предназначен для измерения сравнительно небольших
скоростей от 3 см/с до 3—6 м/с газа и от 0,3 до 30 см/с жидкости
предпочтительно у потоков, имеющих равномерный профиль
скоростей. Но он может быть применен и для измерения расхода
газа и жидкости, текущих в трубах, аналогично дифференциаль-
ной трубке Пито. Подробнее о приборах с отклонением струи
см. работы [6, 161.
30.2. Расходомеры с автоколеблющимся
телом
Расходомеры с автоколеблющимся телом основаны
на измерении частоты колебаний тела, самопроизвольно возни-
кающего при обтекании его потоком жидкости или газа.
Схема первичного преобразователя такого расходомера пока-
зана на рис. 336, а. Преобразователь состоит из прямоугольного
корпуса 1, обтекателя 2, шарика 3 и опоры 4. Жидкость поступает
сверху в корпус 1 и делится обтекателем 2 на два прямоугольных
потока. Опыт показывает, что если зазоры между шариком 3
и корпусом 1 достаточно малы, то шарик 3 под действием обте-
кающего его потока начинает колебаться в плоскости, перпен-
565
дикулярной к направлению потока, при-
чем частота колебаний возрастает с рос-
том расхода. В исходном положении
шарик не занимает строго среднего по-
ложения, а если бы и занимал, то под
действием случайных причин при обте-
кании его жидкостью из этого положения
сместится, например влево. Это приве-
дет к сужению левого зазора и возра-
станию давления в нем. Под действием
повысившегося давления шарик сме-
Рис. 336. Схема преобра- стится вправо и сузит теперь правый
вователя расходомера с канал. Давление в последнем повы-
автоколеблющимся телом сится и переместит шарик влево. По-
следний придет в колебательное дви-
жение. В первом разработанном на данном принципе расходо-
мере [10, 111 колеблющимся телом была трехгранная призма 3
(рис. 336, б), подвешенная к оси в своей верхней части. Важно
заметить, что при нормальной работе не наблюдается ударов
колеблющегося тела о стенки камеры благодаря силам упругости
сжимаемой жидкости или газа, аналогичным силам сжимаемой
пружины. Преобразование частоты колебаний шарика или призмы
в электрический сигнал осуществляется с помощью индуктивного
или другого типа преобразователя перемещения.
Между объемным расходом Qo и частотой колебаний f тела
имеется зависимость
Qo = kf.
Здесь k — коэффициент, зависящий от геометрии проточной
части массы колеблющегося тела, а также плотности и вязкости
жидкости. Линейная зависимость Qo от f нарушается под влия-
нием вязкости в начальной части диапазона измерения тем мень-
шей, чем меньше вязкость. В остальной части коэффициент k
сохраняет с высокой точностью постоянное значение.
В Ленинградском механическом институте (ЛМИ) был раз-
работан [4] расходомер, устройство преобразователя которого
показано на рис. 337. В корпусе 7 помещена втулка 5, в отвер-
стии которой находится стальной шарик 3. Во втулке 5 запрес-
сованы входной 6 и выходной 2 обтекатели. Последний одновре-
менно служит опорой для шарика 3. Жидкость направляется
к шарику по двум каналам, симметрично расположенным в обте-
кателе 6, ширина которых измеряется углом <р0 (см. разрез по
А—Л), и выходит по двум каналам в обтекателе 2 (см. разрез
по Б—Б). Втулка 5 фиксируется в корпусе гайкой 9 с помощью
нажимной втулки 10 и уплотняется резиновым кольцом 4. Жид-
кость поступает в преобразователь через штуцер 8 и уходит через
штуцер 1. Для преобразования частоты колебаний шарика 3
в частотный электрический сигнал служит магнитоиндукционный
преобразователь 11.
566
В приборах ЛМИ в зависимости от значения расхода приме-
няли шарики диаметром от 1,6 до 6 мм.
Обстоятельное исследование разработанных приборов [гл.
15 i 2] показало следующее. Устойчивые незатухающие колеба-
ния будут лишь при малых зазорах, когда отношение диаметра
отверстия втулки 5 к диаметру шарика равно 1,15—1,25 и когда
зазор между шариком и торцом входного обтекателя не более
0,05—0,3 мм. Была получена градуировочная зависимость в виде
Qo = (1 + 2рш/р + 9/2ла)0,8 АГ1/,
где рш и р — соответственно плотности шарика и жидкости!
ла = d (<o/2v)°>6 — безразмерный параметр, аналог числа Рей-
нольдса, характерный для колебаний шарика диаметром d с кру-
говой частотой <в в жидкости с кинематической вязкостью v;
ka — коэффициент, определяемый по результатам градуировки
расходомера на жидкости с известными р и v.
Если вязкость жидкости невелика и соблюдается условие
f 36v/d2, то можно производить градуировку только на воде.
Приближенная градуировочная характеристика, пригодная
для инженерных расчетов расходомеров ЛМИ с шариками диа-
метром d от 1,6 до 6 мм имеет вид
Qo = dSK [(рш/р) sin фо/2]0,5 //0,288,
где SK — площадь поперечного сечения одного канала входного
обтекателя, <р0 — центральный угол SK (см. разрез А—А на
рис. 337).
Нижняя граница, до которой наблюдается устойчивое колеба-
тельное движение шарика, соответствует частотам fml„ = (1004-
4-160) Гц для диаметра шарика 1,6 мм и /Ш1П = (2204-300) Гц
для диаметра 3 мм. Верхняя граница работы расходомера не
лимитируется частотой, но определяется лишь допустимой поте-
рей давления. Эта потеря в расходомерах с автоколеблющимся
Рис. 337. Преобразователь расходомера с автоколеблющимся
шариком
567
шариком значительная. Чтобы она не превосходила 0,15—
0,25 МПа, ограничиваются обычно 5-кратным диапазоном изме-
рения расхода. Достоинство приборов — высокая точность и
малая инерционность. Погрешность не превышает 0,5 % от
верхнего предела измерения. Постоянная времени не более 0,5—
3 мс. Минимальные расходы, измеряемые прибором с шариком
диаметром 1,6 мм, составляют (0,3-г-0,5) 10“® м®/с. Нормальное
расположение преобразователей расхода вертикальное. При углах
наклона оси относительно вертикали не более 10° градуировка
не меняется. При больших наклонах наблюдается параллельное
смещение градуировки и непрохождение ее через начало коор-
динат. Наибольшее смещение будет при горизонтальном положе-
нии преобразователя.
Рассматриваемые расходомеры предназначены прежде всего
для измерения расхода жидкости, но возможно создание анало-
гичных приборов и для измерения расхода газа. При этом шарик
целесообразно выполнять полым или же из пластмассы с тем,
чтобы снизить его плотность рш. При больших отношениях рш/р
могут возникнуть удары шарика о стенки камеры из-за недоста-
точности сил упругости сжимаемого газа. Кроме того, преобра-
зование частоты колебаний шарика в электрический и пневмати-
ческий сигналы надо делать устройствами, не оказывающими
реактивного воздействия на шарик.
30.3. Расходомеры с подвижным участком
трубопровода
Рассматриваемые расходомеры основаны на измере-
нии зависящего от расхода усилия, которое движущийся поток
оказывает на закругленный участок трубопровода. Это усилие
измеряется или по длине перемещения закругленного участка,
имеющего гибкую связь с трубопроводом, или же по значению
компенсационной силы, удерживающей этот участок от пере-
мещения. Участок, имеющий гибкую связь с трубопроводом,
делают или в виде двойного S-образного колена или же в виде
горизонтально направленной петли U-образной формы. Послед-
няя с помощью сильфонов связана с трубопроводом и переме-*
щается при возникновении расхода в горизонтальном направле-5
нии. Двойное S-образное колено при возникновении расхода по*'
ворачивается вокруг центральной точки. Гибкий участок трубы
связан с подвижным элементом преобразователя линейного пере-
мещения (например, дифференциально-трансформаторного) или
преобразователя угла поворота (например, сельсина). Выходной
сигнал этих преобразователей служит или для непосредственного
измерения по нему расхода потока, или же для управления ком-
пенсационной схемы, создающей с помощью постороннего источ-
ника энергии силу, компенсирующую силовое воздействие потока
на закругленный участок трубы. В первом случае гибкие эле-
568
менты, связывающие подвижной участок с остальным трубопро-
водом, должны иметь высокие упругие свойства, так как их силы
упругости должны уравновешивать давление потока на закруглен-
ный участок трубок. Этого не требуется во втором случае, где
уравновешивание достигается с помощью компенсирующей силы.
Такие расходомеры [3, 9] более предпочтительны. В одном из
них [9] при повороте S-образного двойного колена включается
механизм, который закручивает противодействующую спираль-
ную пружину, пока S-образное колено не возвратится практи-
чески в исходное положение. В комплект входит радиоизотопный
плотномер, благодаря чему прибор показывает массовый расход
от 0,3 до 33 кг/мин. Приведенная погрешность ±0,75 %. Фирма
считает этот прибор пригодным для измерения расхода много-
фазных агрессивных и радиоактивных веществ.
Но в большинстве случаев погрешность измерения у расхо-
домеров с подвижным участком трубы оказывается больше. Так,
в работе [17] сообщается о расходомере, состоящем из двух
последовательных U-образных петель. Первая по ходу потока,
расположенная в вертикальной плоскости, воздействует на мем-
бранногидравлический преобразователь. Вторая — дополнитель-
ная, находящаяся в горизонтальной плоскости, передает свой
вес на расположенный под ней динамометрический преобразо-
ватель массы измеряемого вещества. Испытания показали, что
погрешность измерения расхода около 5 %.
В одном японском расходомере [13] измеряется усилие, воз-
никающее не иа закругленном участке трубы, а при переходе
с большего диаметра на меньший. Соответствующий участок трубы
выполняют подвижным.
30.4. Расходомеры с осциллирующим крылом
В работе [8] приведены результаты исследования
расходомера с осциллирующим крылом, служащего для измере-
ния расхода воздуха в каналах больших размеров. Преобразова-
тель расхода состоит из двух одинаковых крыльев (рис. 338)
поверхности которых расположены вдоль направления движения
воздуха. Крылья сдвинуты немного (расстояние е) относительно
друг друга, и между ними оставлено небольшое расстояние b
для прохода воздуха. Нижнее крыло неподвижно, верхнее может
поворачиваться вокруг оси О. Установлено, что при правильно
выбранных значениях отрицательного угла атаки а неподвижного
крыла верхнее крыло начинает осциллировать вокруг точки О
при скоростях воздуха, не меньших некоторого значения, зави-
сящего от массы крыла. Между частотой колебаний крыла и
скоростью воздуха наблюдается достаточно хорошая пропорцио-
нальность. Основная причина этих колебаний — периодический
срыв вихрей с криволинейной поверхности крыла. Поэтому
данный расходомер можно рассматривать как частный случай
569
Рис. 338. Схема преобразователя с ос-
циллирующим крылом
вихревого. Для указанных на
рис. 338 размеров крыльев бйли
приняты: b = 10 мм, е = 204-
4-30 мм, р = 224-23 мм и а —
= 34-5°.
Чем легче крыло, тем меньше
значение скорости воздуха
начиная с которого крыло на-
чинает осциллировать. Но чем
меньше жесткость крыла, тем
раньше наступает вибрация
крыла, т. е. тем меньше значение наибольшей vm„ измеряемой
скорости воздуха. Наилучший диапазон измерения скоростей
от 3 до 22 м/с оказался у крыла из пенопласта шириной 76 мм,
а длиной 914 мм. При этом частота f колебаний возрастала от 5
до 37 Гц. Отношение f/v сохранялось постоянным в пределах
±4 %, но повторяемость / при данном v сохранялась с погреш-
ностью не более ±0,5 %.
30.5. Измерение расхода диэлектрических жидкостей
Один из методов измерения расхода основан на
поляризации диэлектрической жидкости при движении ее в магнит-
ном поле. Снаружи участка трубы, изготовленного из неэлектро-
проводного материала, расположены полюса магнита. Между
ними, а также снаружи трубы, на концах диаметра, перпендику-
лярного к направлению магнитного поля, помещены обкладки
конденсатора в виде полукруглых металлических пластин. При
движении жидкости на этих пластинах будут образовываться
связанные заряды, создающие разность напряжения U на об-
кладках, в соответствии с уравнением
U = [(в — 1)/в ] BvD,
где в — диэлектрическая проницаемость жидкости? В — магнит-
ная индукция; и — средняя скорость жидкости; D — расстояние
между обкладками.
В характере уравнений измерения и в устройстве преобразо-
вателей расхода у поляризационных и электромагнитных расходо-
меров много общих черт. Но первые предназначены для измере-
ния расхода диэлектрических, а вторые — электропроводных
жидкостей. Опытный образец преобразователя поляризационного
расходомера имел прямоугольную форму (10X60 мм). На его
плоских обкладках, находящихся на расстоянии 60 мм друг от
друга, при В = 0,56 Тл и v = 0,1 м/с возникла разность напря-
жений U, равная 4 мВ. Ввиду очень высокого внутреннего сопро-
тивления преобразователя для измерения поляризационной ЭДС
необходимо применение электрометрических усилителей с вход-
ным сопротивлением 10*—1010 Ом.
570
Другой метод основан на том, что между внутренней поверх-
ностью участка трубы из изоляционного (диэлектрического)
материала и находящейся в трубе диэлектрической жидкостью
возникает двойной электрический слой. Движущаяся жидкость
выносит из диффузной части этого слоя электрические заряды,
создающие разность потенциалов U на концах изолированного
участка трубы. Эта разность потенциалов пропорциональна объ-
емному расходу жидкости. На этом принципе в ЛПИ был раз-
работан [1 ] преобразователь расхода, в котором внутри диэлек-
трического патрубка для увеличения поверхности двойного
электрического слоя был подвешен вкладыш из синтетического
материала — поливинилхлоридной связки. Ток, возникающий под
влиянием разности потенциалов U, преобразовывался в частоту
путем периодического заряда и разряда емкости. Периодическая
коммутация емкости производилась с помощью порогового устрой-
ства. При сопротивлении нагрузки 10 кОм длительность импуль-
сов равнялась 20 мкс, а амплитуда — 20 В. При увеличении
расхода жидкости от 0,6-10-6 до 6-Ю"8 м3/с измеряемая частота
возрастала линейно от 15 до 150 Гц. Погрешность преобразова-
теля расхода около 2 %.
Имеется и иная реализация преобразователя, основанного
на движении вместе с диэлектрической жидкостью электроста-
тических зарядов. Снаружи трубы, изготовленной из изоляцион-
ного материала, располагают несколько, например шесть, кольце-
вых электродов [7]. Первый, третий и пятый электроды соеди-
няют одним проводом, а второй, четвертый и шестой — другим.
При движении зарядов на концах проводов возникает измеритель-
ный сигнал синусоидальной формы, частота которого f опреде-
ляется уравнением f — v/2d, где v — скорость движения жидко-
сти; d — расстояние между осями двух соседних электродов.
Данный способ не обеспечивает высокой точности измерения.
Электростатические заряды носят случайный характер, и измери-
тельный сигнал содержит большой спектр частот.
30.6. Измерение расхода электролитов
Для измерения расхода электролитов служат мно-
гие из ранее рассмотренных расходомеров и в том числе корре-
ляционные. Здесь же кратко остановимся на особых методах,
связанных со спецификой данного измеряемого вещества, и
прежде всего на методе, который основан на зависимости кон-
тактного потенциала металлического электрода от скорости
движения электролита. Это обусловлено тем, что с изменением
скорости электролита меняется состояние двойного электриче-
ского слоя между металлом и раствором его соли. В работе [15]
в трубопровод со слабым раствором НС1 вводился электрод в виде
трубки из оксида алюминия, имеющей диаметры: внутренний
0,2 и наружный 0,5 мм, заполненной цинком высокой чистоты
571
(>99,99 %). Потенциал электрода менялся от —640 до —480 мВ
при увеличении скорости жидкости от 0 до 25 см/с. Темп изме-
нения потенциала замедлялся с увеличением скорости жидкости.
Изменение потенциала электрода будет вызывать изменение
сопротивления и, следовательно, силы тока в цепи, в которую
входит данный электрод. На этом основан прибор [5], при-
мененный для измерения расхода шахтной жидкости (pH = 8).
Электрод платиновый.
Для слабых электролитов, имеющих небольшую удельную
электрическую проводимость у, измерительная цепь состояла из
двух платиновых электродов, расположенных в воде (у =
= 3-10-1 См/м) на расстоянии 0,5 мм друг от друга [12]. Про-
водили испытания проволочных (диаметром 0,5 и длиной 15 мм)
и пластинчатых (10 X 5 X 0,5 мм) электродов, включенных
в качестве одного из плеч в электрический мост. При изменении
скорости движения электродов в неподвижной жидкости наблю-
далось или троекратное изменение отношения А/// от 0,4 до 1,2
(где 1 = 5 мкА — сила тока при скорости движения, равной
нулю) при постоянном напряжении Uo, или троекратное измене-
ние отношения MJ/Uq от 0,04 до 0,12 при постоянной силе тока.
Аналогичные опыты со слабыми растворами NaCl и H2SO4, име-
вшими у = (2,9—4,6) 10-2 См/м дали меньшее изменение А7/7
и At//t70. Применение алюминиевых электродов несколько по-
вышает чувствительность метода, который применим лишь для
слабых электролитов и небольших скоростях до 15—25 см/с.
При дальнейшем увеличении скорости чувствительность резко
падает.
Кроме рассмотренного способа, для измерения расхода элек-
тролитов применяют и другие специфические методы, в частности,
связанные с большой зависимостью электрической проводимости
некоторых электролитов от температуры (до 2,5 % при изменении
температуры на 1 °C). В одном приборе [2], построенном на
принципе колориметрического теплового расходомера, вся жид-
кость нагревается при протекании внутри высокочастотной ем-
костной ячейки, а разность температур определяется путем
измерения электрической проводимости электролита до и после
зоны нагрева. Прибор измерял расход от 36 до 3600 см3/ч с при-
веденной погрешностью ±2 %. В другом приборе [15] местная
скорость определялась путем измерения сопротивления малого
слоя электролита, прилегающего к нагревательному элементу,
в частности проволочному.
Глава 31. ИЗМЕРЕНИЕ ПЕРЕМЕННЫХ РАСХОДОВ
31.1. Требования к средствам измерения
переменных расходов
Для возможности измерения переменных расходов
приборы должны обладать быстродействием, или иначе высокими
динамическими характеристиками. Это требование относится
к расходомерам не только при измерении быстропротекающих
процессов, но также при контроле переходных режимов обычных
процессов. Это особенно важно для расходомера, работающего
в системе автоматического регулирования. Высокое качество
последнего во многом будет зависеть от быстроты реагирования
прибора на изменение расхода.
Другие требования предъявляются к расходомерам, измеря-
ющим пульсирующий расход, который возникает чаще всего при
работе поршневых насосов и компрессоров. В этом случае обычно
нужно лишь правильное измерение среднего расхода, а не мгно-
венных его значений. Для этого существенно иметь не столько
быстродействие, сколько линейность характеристики расходо-
мера, понимаемую в широком смысле. Необходима не только ли-
нейность статической характеристики прибора, но и равенство
показателей его быстродействия, например постоянных времени,
как при уменьшении, так и при возрастании расхода, т. е. линей-
ность в динамике.
31.2. Характеристики переходных процессов
Динамические характеристики расходомера опре-
деляются при исследовании его реакции на типовой переходный
режим, чаще всего на скачкообразное (мгновенное) или же си-
нусоидальное изменение расхода. Возникающий при этом пере-
ходный процесс в расходомере описывается дифференциальным
уравнением, порядок которого будет зависеть от свойств прибора.
Приборы, подчиняющиеся уравнению первого порядка.
Линейное дифференциальное уравнение первой степени, описы-
вающее переходный процесс, имеет вид
Fix' + х = f (Q), (276)
где х — величина, непосредственно измеряемая расходомером
(перепад давления, создаваемый сужающим устройством; частота
вращения турбинки и т. п.). Коэффициент Т\, имеющий размер-
ность времени и называемый постоянной времени, — основная
характеристика динамических свойств расходомера.
Решая это уравнение при скачкообразном изменении расхода
от Qi до Q2, получим
X = Xi + (х2 — Хх) (1 — е-</г>). (277)
573
Рис. 339. Переходный экспоненциальный процесс
Здесь хг и х2 — начальное (при t = 0) и конечное (при t = сю)
значение х. Соответствующий переходный процесс показан на
рис. 339.
При t = Т\ из этого уравнения получим, что (х — Хх) =
= 0,632 (х2— хх). Откуда следует, что постоянной времени Тх
прибора называется время, в течение которого его показания
(х — хх) изменятся на 63,2 % («2/3) от полного их изменения
х2 — Хх-
Переходный процесс называется экспоненциальным, если по-
стоянная Тх не зависит от ф и сохраняет одно и то же значение при
различных Qi и Q2 — Qx. Чем меньше значение Тх, тем выше
быстродействие прибора. Если в начальной точке кривой пере-
ходного процесса провести касательную, то ее подкасательная
будет равна Тг (в масштабе оси абсцисс). Этим способом часто
пользуются для определения значения Tlt если имеется экспери-
ментально полученная кривая переходного процесса. Существует
другой способ нахождения Тх. После логарифмирования урав-
нения (277) получим In (х2 — Хх) (х2 — х) = —//Тх. Эта зави-
симость в полулогарифмических координатах (х2 — Хх)/(х2 — х)
и t изобразится в виде прямой с углом у при основании; ctg у = Т\.
Если в уравнении (276) f (Q) соответствует не скачкообразному
изменению расхода, а изменению по закону синусоиды с часто-
той со, то и на выходе величина х будет меняться по такому же
закону, но о меньшей амплитудой и со сдвигом фазы. Решая
в этом случае уравнение (276), получим отношение а амплитуд
колебаний иа выходе к амплитудам колебаний на входе а =
= (1 + Т1<в2)-0’6 и сдвиг фаз е колебаний е = arctg Т1а. Зави-
симость а от <о называется амплитудно-частотной, а зависимость
е от <о — фазово-частотной характеристикой прибора. Первая
из них изображена на рис. 340 для значений Тх равных 0,001 j
0,01; 0,1 и 1 с. Существующие типы расходомеров очень сильно
различаются по быстродействию. Так, у турбинных расходомеров
постоянная Тх = 0,0014-0,1 с, в то время как у тепловых (у них
574
дифференциальное уравнение более высокого порядка) постоян-
ная времени при первой производной измеряется десятками
секунд.
Зная постоянную времени Tlf легко подсчитать время уста-
новления показаний при скачкообразном изменении расхода.
Это время для полного достижения нового значения х2 теорети-
чески при экспоненциальном процессе равно бесконечности.
Поэтому ограничиваются подсчетом времени <ta достижения та-
кого значения х — хх, которое будет отличаться от х2 — хг на
небольшую наперед заданную величину а (в %), например:
0,5; 1; 2; 5 %. Время ч?в называют временем установления или
временем a-процентного недохода. Связь между <га и 7\ выражена
уравнением а/100 = ет“^Г1, получаемым из уравнения (276).
При а, равном 0,5; 1; 2; 5 и 10 %, имеем <г0,5% — <ri% =
= 4,67'1; Тг% — 3,97\; <Г5»/0 = ЗТ-i', тю% = 2,3^.
Приборы, подчиняющиеся уравнению второго порядка. Пере-
ходные процессы у рассматриваемых расходомеров описываются
линейным дифференциальным уравнением второй степени
Тэх’ + Пх'+ * = /(<?)» (278)
в котором имеются две постоянные времени 7\ и Т2. Постоянная
Тг характеризует время запаздывания прибора так же, как и
в уравнении первой степени. Постоянная Т2 — время или круго-
вой период свободных колебаний подвижной системы прибора.
Обратная величина k — Г-?1 — круговая или угловая частота
свободных колебаний подвижной системы. Время Т2 характери-
зует инерционные свойства подвижной системы прибора. Степень
успокоения или демпфирования прибора 0 = 7\12Т2 зависит
от соотношения между 7\ и Т2. Она характеризует поведение
прибора при переходных процессах. Вводя вместо времени t
безразмерное время <е = t/T2, из
предыдущего уравнения получим
х” + 20/ + х = f (Q). (279)
При р > 1 переходный про-
цесс при скачкообразном измене-
нии расхода будет апериодиче-
ским, а при 0 < Р < 1 — колеба-
тельным затухающим. Послед-
ний процесс показан на рис. 341.
Как большие, так и малые зна-
чения Р удлиняют переходный
процесс.
Найти оптимальное значение р
Рис. 340. Частотные характеристики
прибора при разных значениях его
постоянной времени
можно из стремления или достиг-
нуть минимальное время пере-
ходного процесса, или получить
575
минимальную интеграль-
ную погрешность во вре-
мя переходного процесса,
определяемую минималь-
ной суммой площадей Fai
заключенных между кри-
вой показаний расходо-
мера и кривой, характе-
ризующей действительное
изменение расхода. Целе-
сообразнее последнее. При
этом [14] 0ОПТ = 0,65 и,
следовательно, Т1~1,ЗТ2.
Если же исходить из ми-
нимальной длительности
Рис. 341. Характерные элементы кривой переходного процесса, то
переходного процесса Ропт будет зависеть ОТ
принятой погрешности из-
мерения 6 в конце переходного процесса (величины недохода).
Так, ропт возрастает от 0,69 до 0,91 при уменьшении 6 от 5
до 0,1 %. При апериодическом процессе желательно иметь Тг
возможно меньшее, но при колебательном процессе 7\ не следует
иметь меньше (l,3-j-l,8) ропт, так как тогда 0 будет меньше Ропт.
Если в уравнении (278) расход f (Q) изменяется по закону
sin <at с круговой частотой <о, то после решения этого уравнения
получим в зависимости от отношения частот m/k = <оТа характе-
ристики: амплитудно-частотные (отношение а амплитуд выход-
ных колебаний к входным); фазово-частотные (значение угла
сдвига фазы е) и амплитудно-фазовые соотношения между айв.
При этом значения а и е вычисляются по формулам:
а = [(1 - Т2ш2)2 + 4T2®20T°,S;
tge = —2рТ2®/(1-Т1<о2).
Значения 7\, Та и р удобнее всего найти по кривой переходного
процесса, снятой при скачкообразном изменении нагрузки. Точ-
ность графического определения 7\ и Та повышается при увели-
чении скачка, но если прибор не строго подчиняется уравнению
(278), то лучше брать небольшой скачок, например 20 % от мак-
симально возможного. Постоянная Т\ = Ь (см. рис. 341), а также
период Тс затухающих колебаний и амплитуда первых полуволн
могут быть измерены непосредственно на кривой. Постоянную
же Т2 и Р можно получить в зависимости и от отношения подка-
сательных Та и Ть и, кроме того, при р < 1 в зависимости от
отношения Ах1шах/(ха—Xi) по кривым, приведенным в [14].
На рис. 341 время выражено в относительных единицах т =
= t/Tt.
576
Приборы, подчиняющиеся уравнениям более высоких степеней.
У некоторых расходомеров, например у тепловых, переходный
процесс описывается линейным дифференциальным уравнением
третьего и более высокого порядков. Для оценки динамических
свойств приборов иногда привлекают все имеющиеся в уравнении
коэффициенты Т1г Т2, Тп. Но в этом случае сравнение между
собой различных расходомеров и истолкование физического
смысла величин Тъ Т2, ..., Тп будет сильно затруднено Между
тем учитывая, что переходные процессы, описываемые уравне-
ниями высоких порядков, как правило, апериодические и что
основное влияние имеет первый коэффициент Т1г можно, как
показано в работах [7, 17], достаточно хорошо охарактеризовать
эти процессы всего двумя параметрами: постоянной 7\ и поряд-
ком п дифференциального уравнения. На рис. 342 показаны кри-
вые переходных процессов при скачкообразном изменении рас-
хода, для приборов, имеющих различный порядок дифференциаль-
ного уравнения п от 0,1 до сю. При этом принята биномиальная
структура коэффициентов Т2, Т3, ..., Тп, определяемых из вы-
ражения (Tiln -j- 1)п, что соответствует наиболее неблагоприят-
ному виду запаздывания. Из рис. 342 следует, что порядок п
уравнения влияет главным образом на начальную часть кривой
переходного процесса. С возрастанием п начальный участок
кривой становится более пологим и тем хуже реагирует прибор
в первое время после скачкообразного изменения расхода. Сле-
довательно, с увеличением п динамические свойства прибора
ухудшаются. Для определения 7\ и п данного расходомера надо
снять кривую его переходного процесса при скачкообразном изме-
Рис. 342. Переходный процесс при различных порядках запаздыва-
ния
19 П. П. Кремлевский
577
Третий путь оценки динамических свойств расходомера, опи-
сываемого уравнением п го порядка, — это снятие амплитудно-
частотных и фазово-частотных характеристик
31.3. Динамические характеристики
расходомеров
Расходомеры с сужающими устройствами. Рассма-
триваемые расходомеры состоят из сужающего устройства, соеди-
нительных трубок и дифманометра. Возможное запаздывание
возникновения перепада давления в первом из них пpeнeбpeжимo^
мало. Запаздывание же в передаче импульса в соединительных
трубках весьма существенно. Оно зависит от диаметра d и длины L
трубок и местных сопротивлений (клапаны, вентили, уравни-
тельные и разделительные сосуды и т. п.). С увеличением d тру-
бок уменьшается их постоянная времени Т, особенно резко при
ламинарном режиме, но только до тех пор пока сопротивление,
распределенное по длине трубок не станет меньше местных со-
противлений. Опасаться вредного влияния на запаздывание воз-
растания массы вещества в трубках при увеличении их диаметра,
как показано в работе [14I, не следует. Принимаемый обычно
диаметр d трубок, равный 12 мм, при коротких трубках не создает
значительного запаздывания, но при длинных трубках для сни-
жения запаздывания их диаметр целесообразно увеличить. Во
всех случаях следует стремиться к возможному уменьшению
длины трубок. Помимо времени запаздывания Тх, зависящего от
сопротивления трубок, надо учитывать еще и время запаздыва-
ния Т8, происходящее вследствие конечной скорости передачи
импульса по длине L трубки, Т3 = L/va, где ов — скорость рас-
пространения звука в трубке. Подробнее о запаздывании в со-
единительных трубках см. в работе [14].
Переходный процесс у дифференциальных манометров опи-
сывается уравнением второго порядка, в котором, как показано
в работе [14], постоянная времени 7\ = V7?/Apmax, а круговой
период свободных колебаний Т2 = (УИпр/с)0-5. Здесь V — изме-
рительный объем дифманометра; R — сопротивление дифмано-
метра (вместе с соединительными трубками), численно равное пе-
репаду давления, затрачиваемому на продвижение через него
жидкости со скоростью 1 м3/с, и имеющее размерность Па- с/м3;
Л4Пр — масса подвижных частей дифманометра и вещества, на-
ходящегося в нем (и в трубках), приведенная к его подвижному
элементу; с — противодействующая сила на единицу длины пере-
мещения подвижного элемента Если F и Н — площадь и полный
ход подвижного элемента, то с= АртахЕ/Я. У всех дифманометров 7\
снижается с уменьшением V и R, и, следовательно, возрастает
быстродействие при апериодическом переходном процессе. Такой
же результат обычно будет и при увеличении Артах.
Экспериментальные кривые переходных процессов [14] по-
казаны на рис. 343—346 соответственно для двухтрубных, одно-
578
Рис 343. Переходный процесс у двухтрубного дифманометра (диаметр трубок
8,3 мм, длина столба манометрической жидкости 335 мм): а — среда вода воз-
дух, Tj = 0,025 с; 7'а= 0,13 с; £ = 0,095; б — среда ртуть— воздух; 7\ =
= 0,015с, Тг ~ 0,13с; £ = 0,056; в — среда ртуть—вода (соединительныетрубки:
d — 6 мм, I = 2300 мм), T-l — 0,09 с; Т3 = 0,28 с; £ = 0,16; г — среда ртуть—
вода (соединительные трубки’d = 4 мм, I — 2300 мм); 7^ = 0,23 с; Тг = 0,36 с;
£ = 0,32, д — среда ртуть—вода (диаметр трубок дифманометра 12 мм, соедини-
тельные трубки: d = 4 мм; I = 2300 мм); = 0,39 с; Tt — 0,46 с; £ = 0, 42
трубных, поплавковых и мембранных дифманометров. У одно- и
двухтрубных дифманометров с видимым уровнем ‘переходный
процесс колебательный, у поплавковых и мембранных — аперио-
дический. При переходе от водяного на ртутное заполнение в диф-
манометрах с видимым уровнем (одно- и двухтрубном) возрастает
Артах и, следовательно, уменьшается Ти но Т2 при этом остается
неизменным. В
результате снижается степень успокоения £ и
е-
«о
g
Рис 344. Переходный процесс у однотрубного дифманометра’ а — схема дифма-
нометра; Lc ~ 42 мм, Dc = 52 мм, LT = 700 мм; dT = 7,8 мм, L = 552 мм;
б — переходный процесс, среда вода—воздух, Тг = 0,07 с, 7'а = 0,23 с, £ —
= 0,16, в — переходный процесс, среда ртуть — воздух; 7'1 = 0,05 с, Tt =
= 0,23 см, £ = 0,1
19*
579
Рис. 345. Переходный процесс у поплавковых дифманометров:
1 — Дртах = Ю00 мм рт. СТ.: </т = 9 мм; Tj = 2 с; Т2 = 0,7 с; 0 — 1,4; 2 — Дртах =
= 1000 мм рт. ст.; </т = 6 мм; Тг — 3,1 с; Та = 0,96 с; 0 = 1,6; 3 — Дршах = 63 мм рт. ст.;
d = 9 мм; Tj = 3,4 а; Т„ = 1,1 с; 0 = 1,5; 4 — Дртах = 63 мм рт. ст.; dv = 6 мм;
Tt = 8,5 с; Т, = 2,Г, 0 = 2,0
затухание колебаний затягивается (рис. 343, а и б и рис. 344, б и в).
Соединительные трубки даже небольшой длины заметно увеличи-
вают Т1г Т2 и р, и переходный процесс заканчивается быстрее
благодаря скорейшему затуханию колебаний (рис. 343, в—д').
Уменьшение диаметра трубок (от 6 до 4 мм) еще больше способ-
ствует этому (рис. 343, в и г). Но все это справедливо лишь при
колебательных переходных процессах. При наступлении апе-
риодического процесса увеличение длины или уменьшение диа-
метра соединительных трубок будет ухудшать быстродействие
дифманометра.
Результаты испытания поплавковых и мембранных дифмано-
метров показали (рис. 345 и 346), что те и другие сильно пере-
успокоенные. У них в большинстве случаев 0 = 1,4ч-2,0. Но
быстродействие у мембранных выше, чем у поплавковых, потому
что 7\ у них меньше. Особенно малое Л = 0,12 с оказалось
у мембранного дифманометра первоначального типа (ДМ-1),
Рис. 346. Переходный процесс у мембранных дифманоме-
метров (ДДшах = 250 мм рт. ст.):
1 — прибор ДМ-Г, Т, = 0,12 с; Т, = 0,04 с; 0 = 1,5; 2 — при-
бор ДМ; Тх = 1,65 о; Т, = 0,61 о; 0 = 1,4
580
имевшего две мембраны, разделенные перегородкой с рядом от-
верстий для перетока мембранной жидкости. У дифманометров
типа ДМ, имеющих две мембранные коробки о одним каналом,
для перетока 7\ = 1,65 с значительно выше и быстродействие
хуже. Быстродействие поплавковых дифманометров можно за-
метно повысить, особенно при малых Аршах, путем увеличения
диаметра нижней трубки, соединяющей поплавковый и смен-
ный сосуды друг с другом, от 6 до 9 мм (рис. 345). Увеличение
Аршах заметно уменьшает и Та (Тг = 8,5 с и Та = 2,1 с при
Аршах = 63 ММ рт. СТ. и Tj = 3,1 С И Та = 0,96 С при Аршах —
= 1000 мм рт. ст.) и тем повышает быстродействие поплавковых
дифманометров.
Ротаметры. Имеется много теоретических работ [20, 21, 28,
38] по исследованию ротаметров, работающих в динамических
режимах. Но получение экспериментальных кривых переходных
процессов у ротаметров затрудняется по двум причинам. Устрой-
ство, записывающее перемещение поплавка, не должно нагружать
последний и своей инерцией не искажать запись полученного
сигнала. Другое затруднение состоит в невозможности получить
скачкообразное изменение расхода несмотря на быстрое открытие
клапана, так как перемещение поплавка вызывает дополнительное
изменение расхода. Эти трудности были преодолены в работе [18].
Перемещения поплавка хВЬ1Х (0 записывались с помощью кино-
камеры. Для изменения расхода был применен клапан с элек-
тромагнитным приводом, а для регистрации расхода хвх (0 —
практически безынерционный электромагнитный расходомер,
соединенный с осциллографом (типа /7-700). Тогда, пользуясь
преобразованием Дюамеля, можно определить переходную ха-
рактеристику ротаметра по формуле
т
хвых (т) — f (dxBX/dt) h(n — t) dt
о
Л(т) = хВХ(1
где хВХо — аппроксимированное ступенькой входное возмущение
(по расходу) в начальный момент времени.
Эту формулу можно с достаточной точностью заменить выра-
жением
6 (/) — ХВХ()
п—I
хвых/ — S (AxBXj/AQ h(t — I &f) А/ ,
где AxBXj — аппроксимированное ступенькой дополнительное воз-
мущение, нанесенное в l-й момент времени; At — интервал между
соседними моментами времени.
Таким образом, были экспериментально получены (рис. 347)
кривые переходного процесса ротаметров РС-5 с поплавками оди-
наковой формы, но имевшими различную массу (2,3; 9; 15,8 и
23,5 г). С увеличением массы (от 2,3 до 23,5 г) постоянная вре-
мени 7\ убывает (от 3 до 0,8 с) и, следовательно, быстродействие
возрастает, так как переходный процесс апериодический, а кри-
581
Рис. 347. Переходный процесс
ротаметра РС-5 с различной мас-
сой поплавка:
I — 23,5 г: 2 — 15,8 г; 3 — 9 г;
4 — 2,3 г
вые близки к экспонентам. Штриха-
ми на рис. 347 нанесены расчетные
кривые для поплавков массой 9 и
23,5 г по методике, приведенной в ра-
боте [201, в которой показано, что
в жидкостных ротаметрах переход-
ные процессы апериодические.
Турбинные расходомеры. Исходя
из выражений (105) и (106) полу-
чим дифференциальное уравнение
первой степени, описывающее пере-
ходный процесс в расходомере с ак-
сиальной турбинкой в виде
J (aiQ0 + щ + а7)~'1 <в* + <в =
= (Л(2о — а6) (a2Q0 + 04 + ат)'1.
где J — момент инерции турбинки,
вместе с вращающейся присоединен-
ной массой жидкости; значения а2, а4, ав, а7, А приведены при
выводе формулы (106). Отсюда получаем выражение для време-
ни Тг
Л = J (a2Q0 "Ь 4* а,)"1.
Время Тх уменьшается почти пропорционально с ростом расхода
Qo, так как а4 + а7 много меньше а2. Вместе с тем время Тх про-
порционально моменту инерции J и, следовательно, возрастает
с увеличением размеров турбинки. То и другое иллюстрирует
рис. 348, дающий зависимость Тг от расхода Qo для двух турби-
нок. На нем представлены результаты испытаний отечественного
расходомера ДР-2Б [41 с маленькой турбинкой, диаметр кото-
рой равен 4 мм (рис. 348, а) и расходомера фирмы «Эллиот» [40],
Рис. 348. Зависимость постоянной времени Tt от расхода для
аксиальной турбинки: а — диаметр турбинки 4 мм; б — диаметр
турбинки 19 мм
582
имевшего диаметр турбинки,
равным 19 мм (рис. 348, б).
С увеличением расхода 7\ изме-
нялось в первом случае от 0,04
до 0,003 с, а во втором — от 0,1
до 0,01 с. Кроме того, время 7\
уменьшается с ростом плотно-
сти р измеряемого вещества,
так как при этом возрастает
значение аа.
Переходный процесс расхо-
домера с тангенциальной тур-
бинкой при увеличении рас-
хода также хорошо описывает-
ся дифференциальным уравне-
нием первого порядка, в кото-
ром время 7\ согласно [61
имеет вид
Л = JF/cxpSr2Q0,
Рис. 349. Зависимость постоянной
времени 7\ от частоты вращения для
тангенциальной турбинки при различ-
ных ее моментах инерции J:
1 — J— 1,7-10-»’ Н-м-с’; 2 - J — 7,5Х
X 10“*’ Н-м-с’
где F—площадь поперечного се-
чения потока; ся—коэффициент
лобового сопротивления лопа-
сти; S — площадь миделя лопа-
сти; г — средний (эффективный)
радиус лопатки. На рис. 349, по
данным
[6], показана зависимость Тг от расхода Qo пРи легкой и
утяжеленной турбинке диаметром 18 мм. Сравнивая прямую 1
на рис. 349 с прямой на рис. 348, б, видим, что значения Т\ у рас-
ходомеров с тангенциальной и аксиальной турбинками при оди-
наковых диаметрах близки друг к другу, причем в обоих случаях
1\ обратно пропорционально Qo.
Переходный процесс в турбинном расходомере при умень-
шении расхода и вызываемого этим торможения турбинки будет
отличен от переходного процесса при ее разгоне. Он зависит [6]
от режима течения в пограничном слое и лишь при ламинарном
режиме носит экспоненциальный характер. При переходе в погра-
ничном слое от ламинарного режима к турбулентному скорость
торможения возрастает.
Учитывая малые значения времени Tlt турбинные расходомеры
следует считать весьма быстродействующими. Но при измерении
пульсирующих расходов они будут создавать погрешность с по-
ложительным знаком, вследствие увеличения 7\ с ростом расхода.
Началом переходного процесса в турбинном расходомере при
экспериментальном его определении обычно считается момент
освобождения турбинки от затормаживающей ее контактной
иглы. Предварительно в трубе устанавливается желаемый рас-
ход Qo. -
583
Тепловые расходомеры. Динамические характеристики тепло-
вых расходомеров в очень сильной степени зависят от их устрой-
ства и разновидности. Самые инерционные — это термоконвектив-
ные расходомеры с наружным расположением нагревателей,
обычно проволочных. Затем следуют колориметрические, у кото-
рых нагреватели находятся внутри трубы. Сравнительно мало-
инерционны — термоанемометры, нагреваемый элемент которых
расположен внутри трубы и имеет очень малую массу т. Для
них переходный процесс описывается уравнением
тс {а iw'1)-1 0' + 0 = /®/? (а + Ьи'1)-1 + 0В,
где т и с — масса и удельная теплоемкость термоэлемента;
a -j- bvn — коэффициент теплоотдачи на единицу длины прово-
лочного термоэлемента; 0 и 0В — соответственно температуры
термоэлементы и окружающего вещества; I и R — соответственно
сила тока и сопротивление термоэлемента.
Откуда получаем постоянную времени 7\
7\ = тсЦа + Ьи"1)"1 = тс/aS,
где а и S — соответственно коэффициент теплоотдачи и пло-
щадь термоэлемента.
С ростом скорости V, а значит, и расхода Q коэффициент тепло-
передачи а растет и, следовательно, время Тг уменьшается. Бла-
годаря очень малой массе т термоэлементов они имеют и весьма
малые значения Tt. Так, термонити диаметром 0,01—0,02 мм при
0 = 20-^-300 °C имеют 7\ около 0,005 с. Близки по быстродей-
ствию и пленочные термоэлементы, платиновая пленка у которых
толщиной 0,005 мм нанесена на стеклянную подложку. В работе
[91 приведены их амплитудно-частотные характеристики и кри-
вые переходных процессов при ступенчатом изменении электри-
ческого тока в них. При частоте 10 Гц отношение амплитуд равно
0,8—0,9, а при 100 Гц — 0,65—0,75. Сравнение с типовыми кри-
выми, приведенными на рис. 342, показывает, что порядок диф-
ференциальных уравнений и порядок запаздывания п у пленоч-
ных термоанемометров лежит в пределах 0,1—0,2. Это значит, что
они очень быстро реагируют на изменение входной величины.
Полную противоположность термоанемометрам по быстродей-
ствию представляют собой термоконвективные расходомеры.
У них тепло от наружного нагревателя передается через стенку
трубы и далее путем конвективного теплообмена измеряемому
веществу. Таков же путь теплообмена между измеряемыми ве-
ществами и термопреобразователем. Это — причина большой
тепловой инерции термоконвективных расходомеров, особенно
у квазиколориметрической их разновидности. Расходомеры по-
граничного слоя несколько менее инерционны. В большинстве
случаев переходный процесс у термоконвективных расходомеров
описывают дифференциальным уравнением второй или третьей
степени. Но основное значение для характеристики быстродей-
584
ствия расходомера имеет постоянная времени Tlt которая в не-
сколько раз больше времени Т2, а последняя больше, чем Т3.
С увеличением расхода в начале шкалы постоянные времени
обычно резко падают, а затем меняются мало. У преобразователя
расходомера РТН-3 Tj уменьшается от 60 до 30 с, а Т2 — от 20
до 4 с [гл. 20 : 24 J. В другом термоконвективном расходомере
[2 ] 7\ уменьшается от 22 до 13 с, Т2 — от 5 до 4 с, а Т3 — от 3
до 1,5 с. Иногда [11 ] термоконвективные расходомеры характе-
ризуют одной эквивалентной постоянной времени Тэкв, опреде-
ляемой из условия минимума квадратичного интегрального кри-
терия. Для расходомеров типа РТН, разработанных в Ленин-
градском технологическом институте, Тэкв лежит обычно в пре-
делах от 15 до 60 с, повышаясь с ростом диаметра и толщины
стенки трубы, а также теплоемкости ее материала. Для газов Тэкв
несколько больше, чем для жидкостей.
Частотные характеристики термоконвективных расходомеров
также указывают на их плохие динамические свойства. Так,
у расходомера РТН-3 уже при частоте 0,015—0,02 Гц спад ампли-
тудно-частотной характеристики достигает 5 %, а частота «среза»,
при которой практически нет реакции на колебания расхода,
составляет 0,17—0,3 Гц [31.
Для повышения быстродействия расходомеров с наружным
расположением нагревателя существует несколько способов:
1) уменьшение тепловой инерции конструктивными мерами пу-
тем уменьшения массы нагревателя и мощности нагрева, приме-
нения теплопроводных материалов и малоинерционных термо-
преобразователей; 2) применение для нагрева электромагнитного
поля; 3) применение схем электрической коррекции; 4) примене-
ние импульсного нагрева вместо непрерывного.
Первый из этих способов реализуется в парциальных тепло-
вых расходомерах, у которых нагреватель и термопреобразова-
тели располагаются на трубе очень малого диаметра или же с по-
мощью точечных нагревателей, удобных для применения в тру-
бах большого диаметра, где инерционность обычных термокон-
вективных расходомеров была бы особенно велика. Пример та-
кого преобразователя расхода показан на рис. 236. Его постоян-
ная времени 6—9 с получена при ступенчатом изменении скорости
воды в диапазоне 0,1—0,5 м/с. По принципу действия такой рас-
ходомер — промежуточный между термоконвективным и термо-
анемометрическим с наружным нагревателем.
При втором способе исключается основная причина инерцион-
ности термоконвективных расходомеров — теплообмен через
стенку трубы. Источник нагрева — электромагнитное поле сверх-
высокой частоты (СВЧ) или же инфракрасного (ИК) диапазона.
Соответствующие преобразователи расхода показаны на рис. 237
и 238. Применение данного способа позволяет существенно повы-
сить быстродействие расходомера, как это видно из рис. 350.
Постоянная времени 7\ при радиационном нагреве в инфракрас-
585
Рис. 350. Постоянные времени 7\
и Т2 тепловых расходомеров (d =
= 6 мм, 6 = 1 мм, сталь
1Х18Н9Т):
------ с инфракрасным нагревателем;
— — — с проволочным наружным
нагревателем
Рис. 351. Схема корректирующего уст-
ройства с параллельным включением
корректирующего звена
ном диапазоне в 2,5—3 раза меньше, чем у аналогичного преобра-
зователя с внешним проволочным нагревателем. По принципу
действия данные расходомеры — колориметрические с наруж-
ным расположением нагревателя и стенкой трубы, «прозрачной»
для ИК-излучения. Энергия же поля СВЧ по волноводу вво-
дится в трубу, по которой протекает измеряемое вещество.
Третий способ основан на измерении и учете не только раз-
ности температуры АТ = Т2 — Тх в термоконвективном расхо-
домере, но и на учете первой производной от этой разности, осу-
ществляемой с помощью дифференцирующего звена (особого
четырехполюсника) в электрической схеме прибора. Возможно
как последовательное, так и параллельное включение корректи-
рующего звена в измерительную цепь [1, 2, гл. 20:11. В последнем
случае необходимо применение второй пары термопреобразова-
телей для получения двух каналов измерения. При этом коррек-
тирующее звено включается лишь в один измерительный канал,
в котором суммируются ЭДС Еъ соответствующая измеряемой
разности температур АТ, и ЭДС £а, равная производной от Et.
Это предотвращает снижение измерительного сигнала и позволяет
построить схему без применения усилителей постоянного тока.
Пример такой схемы [гл. 20:11 приведен на рис. 351. С обеих сто-
рон нагревателя 1 на трубе установлены дифференциальные
термопары 2 и 3. ЭДС Ег термопары 2 поступает к потенциометру 5,
а ЭДС Ег термопары 3 поступает к потенциометру 4, где сумми-
руется с ЭДС £а, снимаемой с сопротивления /?1 дифференцирую-
щей цепи R2C. ЭДС £а равна производной от Е^. Цепь R2C под-
ключена к источнику стабилизированного напряжения {7СТ че-
рез реохорд 6. На вход цепи R2C поступает напряжение, про-
порциональное снимаемое с реохорда 6. Реверсивный двига-
586
тель РД, связанный с потенциометром 4, перемещает стрелку по
шкале, градуированной в единицах расхода. Эта схема умень-
шила динамическую погрешность приблизительно в 10 раз при
7?2 = 10 кОм и С = 310 мкФ. Трудность создания полноценной
схемы коррекции обусловлена высоким порядком дифференциаль-
ного уравнения переходного процесса и зависимостью постоян-
ных Т1г Тг, Ts, ... этого уравнения от расхода и теплофизических
свойств измеряемого вещества. Разработано много различных
схем коррекции — без адаптации и с адаптацией (самонастраи-
вающиеся), состоящие как из пассивных, так и из активных
звеньев. В число пассивных входят дифференцирующие, форси-
рующие и интегродифференцирующие звенья. Во избежание чрез-
мерной сложности корректирующего устройства нередко ограни-
чиваются схемой коррекции первого порядка, настраиваемой на
одну постоянную времени Т9КВ. Даже в этой простейшей схеме
коррекции достигается увеличение быстродействия расходомера
в 8—10 раз [2]. Более подробные сведения по корректирующим
схемам см. в работах [12, 27].
Другой способ повышения быстродействия термоконвективных
расходомеров — применение импульсного нагрева вместо непре-
рывного. При этом могут создаваться большие тепловые потоки
без опасности повреждения преобразователя ввиду кратковремен-
ности теплового воздействия. В результате достигается высокая
скорость перехода преобразователя из одного теплового состояния
в другое и быстродействие возрастает. Нагрев может включаться
или на строго определенное время, или при достижении фикси-
рованного значения ДТ = Та — Tv Возможна схема и с автома-
тическим поддержанием постоянного значения ДТ. Подробный
анализ схем с импульсным нагревом дан в работе [гл. 20:1 ], где
указывается также, что этот нагрев позволяет снизить погрешность
измерения до ±1,5 %. Импульсный нагрев позволяет вместо изме-
рения ДТ перейти, при желании, на измерение других параметров,
что также способствует повышению быстродействия расходомера.
Одно из возможных решений — измерение темпа понижения
температуры стенки путем измерения производной логарифма
разности температур ДТ стенки трубы до и после нагревателя.
А этот темп зависит лишь от интенсивности процесса конвектив-
ного теплообмена между стенкой и измеряемым веществом. При
постоянстве теплофизических свойств вещества теплообмен будет
меняться лишь с изменением массового расхода. Испытание та-
кого расходомера показало [25J, что запаздывание показаний
у него не превышало 5—6 с, а погрешность измерения расхода
равнялась ±2,1 %.
Повышение быстродействия при импульсном нагреве может
быть достигнуто в ряде случаев, а также путем измерения вре-
мени перемещения тепловой метки на определенном участке пути.
Колориметрические расходомеры с внутренним расположением
нагревателя и термопреобразователей значительно менее инер-
587
ционны, чем термоконвективные, потому что у них исключается
запаздывание, связанное с передачей тепла через стенку трубы.
Но такие расходомеры применяются весьма редко.
31.4. Погрешности, возникающие
при измерении пульсирующих расходов
с помощью сужающих устройств
Благодаря широкому распространению расходомеров
с сужающими устройствами возможность измерения с их по-
мощью пульсирующих расходов представляет большой практи-
ческий интерес. Но далеко не всегда их применение для этой
цели дает удовлетворительные результаты. Причина заключается
в большом числе источников погрешности, которая в некоторых
случаях может достичь недопустимо больших значений. Озна-
комление с этими источниками поможет установить границы и
условия применимости сужающих устройств для измерения пуль-
сирующих расходов.
Влияние квадратичной зависимости между расходом и перепа-
дом давления. Наиболее очевидный источник погрешности изме-
рения пульсирующего расхода — квадратичная зависимость
между расходом и перепадом давления в сужающем устройстве.
Дифманометр из-за своей инерции за время /0 покажет осреднен-
^0
ный перепад давления j Ар <ИЦ0, корень квадратный из кото-
о
рого больше средней величины корней квадратных из мгновен-
ных значений перепада Ар. Откуда возникает положительная
погрешность AQop измерения среднего значения пульсирующего
расхода, определяемая из выражения
Г/7
J Q2 dt/t0 I — IJ Qcp dt/t0
До / \o
Погрешность AQcp/Qcp зависит от формы и амплитуды пульса-
” г закону
(281)
расхода;
значение
0,5
0,5
AQcp/Qcp —
Qcp. (280)
ции. Если пульсация протекает по гармоническому
Q = Qcp (1 + a sin at),
где а = (Qmax — Qmin)/Qcp — коэффициент пульсации
<в — круговая частота пульсации, то, подставляя это
в предыдущее уравнение и учитывая, что при ta, равном периоду
(°
пульсации I 2а sin (at = 0, получим
Q
AQcp/Qcp = (1 + п2/2)0’6 - 1. (282)
Откуда находим, что AQep/Qcp равно 0,06; 0,25; 1; 6,3 и 23,8 %
при а, равном 0,05; 0,1; 0,2; 0,5 и 1 соответственно. Если а -<
<<0,2,то погрешность AQcp/Qcp не превосходит 1 %. В работе [38]
588
предложено считать пульсирующими лишь расходы, у которых
а > 0,05.
Значительно большая погрешность AQcp/QCp может возник-
нуть. если, как, например, у насоса простого действия, подача
производится лишь за часть времени St0 периода пульсации /0,
а в остальную часть времени (1 — St0) нет перемещения изме-
ряемого вещества. Примем для простоты, что при этом пульса-
ция протекает по закону Q = Qmax за время St0 и Q равна 0 в осталь-
ное время (1 — St0), то из уравнения (280) получим, что
AQcp/Qcp = (1 — ZS)/ZS. Откуда погрешность AQCp/Qcp равна
338, 216; 124; 83; 41, 12 и 0 % при S, равном 0,05; 0,1; 0,2; 0,3;
0,5; 0,7 и 1 соответственно.
Во всех случаях погрешность из-за квадратической зависи-
мости имеет положительный знак. Но это не значит, что ее можно
с достаточной точностью учесть соответствующей поправкой,
так как форма, а иногда и частота пульсации не известны с до-
статочной точностью.
Влияние местного ускорения. При пульсирующих и других
переменных расходах при проходе через сужающее устройство
скорость v и давление р, а значит, в общем случае и плотность р
меняются не только по длине х трубы, но и во времени t. Поэтому
для них уравнения сохранения энергии и неразрывности прини-
мают вид
6
pi — Р2 = ^Р2^/2 — ^01pii/i/2 + gp2t»2/2 + J Р (dv/dt) dx-,
ii
t,
Fanapa — /301Р1 — J F (dp/dt) dx;
t,
t. f*
где члены j p (dv/dt) dx и J F (dp/di) dx учитывают изменение v
и p во времени t; для жидкостей последний член отсутствует.
С увеличением относительной величины этих членов возрастает
погрешность измерения при применении расчетных формул,
выведенных для постоянных расходов. Рассмотрим причины, влия-
ющие на относительную величину первого из них, учитывающего
изменение v по t, т. е. местное ускорение или так называемый
инерционный напор, входящий в уравнение для определения
перепада давления — ръ, которое для этого перепишем в диф-
ференциальной форме
dp/dx -f- рп (dv]dx) + р (dv]dt) = 0.
В этом уравнении последний член учитывает местное уско-
рение. Чем больше его отношение к предыдущему члену, учиты-
вающему скоростной напор, т. е. чем больше отношение dv/dt
к v (dv/dx), тем больше может быть и погрешность, возникающая
589
под влиянием местного ускорения. Допустим, что пульсация ско-
рости или расхода, имеющая частоту /, изменяется по пилообраз-
ной кривой с амплитудой Ди = 2av, где а — коэффициент пуль-
сации. Тогда Дп/Д£ будет пропорционально Дп/ или avf. Для пуль-
сации иной формы можно ввести поправочный множитель Ь,
тогда в общем виде dv/dt будет пропорционально abvf. Если пе-
рейти от отношения бесконечно малых величин dv/dx к отношению
конечных величн v/x, то получим, что отношение dv/dt к vdv/dx
пропорционально abfx/v или пропорционально abSh, где Sh =
— fx/v — число Струхаля, в котором b — характерный размер,
например диаметр D или d, откуда следует, что влияние местного
ускорения на погрешность возрастает с увеличением коэффи-
циента пульсации а и числа Струхаля, т. е. с увеличением ча-
стоты /. Следовательно, безразмерную величину abSh или обрат-
ную ей (afeSh)-1 можно принять в качестве критерия, учитываю-
щего влияние местного ускорения. При затруднительности опре-
деления значения ab можно перейти от коэффициента пульсации
расхода к коэффициенту пульсации давления в трубопроводе или
к коэффициенту пульсации перепада давления в сужающем уст-
ройстве, учитывая, что Дра/Дрср ~ 4а&.
Заметим, что еще в 1955 г. Зарек в работе [52] предложил
для оценки влияния пульсации критерий (Дра5Ь/Др)-1, в кото-
ром Дра — амплитуда пульсации давления после пульсатора,
а Др — перепад давления на диафрагме. На основе испытания на
воздухе в трубе с D = 50,8 мм шести диафрагм, имевших отноше-
ние d/D, равное 0,25; 0,375; 0,5; 0,625; 0,75 и 0,875, была полу-
чена кривая зависимости от этого критерия поправочного множи-
теля к коэффициенту расхода. В дальнейшем в работе [32] было
установлено, что целесообразнее считать Дра — амплитудой
пульсации давления на диафрагме, а Др — средним перепадом дав-
лением на ней же.
В работах [22, 231 были получены зависимости погрешности
измерения, обусловленные инерционным членом, от числа Sh
и от коэффициента пульсаций давления, из которых следует, что
погрешность имеет отрицательный характер и возрастает с уве-
личением Sh и коэффициента пульсации.
Проведенные эксперименты [371 показали, что отрицательная
погрешность особенно значительна при больших отношениях d/D.
Поэтому автор работы [371 рекомендует для измерения пульси-
рующих расходов применять малые отношения d/D, равные 0,25.
Но в работе [81 дается обратная рекомендация. Очевидно, этот
вопрос требует дальнейшего исследования и уточнения. В новой
работе [291 получена формула, из которой следует, что погреш-
ность измерения пульсирующего расхода зависит от амплитуды
пульсации а, произведения a2Sh, где а — коэффициент расхода,
и от формы пульсации. Подсчет по этой формуле для трех форм
пульсаций — синусоидальной, трапецеидальной и пилообраз-
ной — показал, что заметная погрешность AQcp/Qcp при а, рав-
590
ном 0,1; 0,2; 0,4 и 1 наступает, когда a2Sh больше 1; 0,7; 0,4 и
0,06 соответственно.
Попытки оценить влияние местного ускорения только числом
Струхаля без учета амплитуды пульсаций приводит к неопреде-
ленным и неоднозначным выводам. Так, в работе [47 ] рекомен-
дуется Sh <0,002, в то время как в работе [032] указывается,
что лишь при Sh > 1 возникают значительные погрешности.
В работе [8] на основании работы [31] с диафрагмой, имевшей
tn = 0,39, указывается, что влияние нестандартности потока
проявляется лишь при Sh > 0,02. Заметим, что обычно при f
в зоне от 0,5 до 20 Гц число Струхаля лежит как раз в пределах
от 0,002 до 1. По данным Эстеля [34 ] погрешность измерения
пульсирующего расхода не превосходит 0,7—0,9 % при коэффи-
циенте пульсации а = 0,2 и частотах, бывших при испытании.
Согласно опытам [49], при измерении пульсирующего расхода
воды возникают меньшие погрешности, чем при измерении рас-
хода газа. Так, не было обнаружено погрешности при коэффи-
циентах пульсации расхода воды от 0,2 до 0,8 и частотах от 12
до 50 Гц. Опыты проводились с помощью диафрагмы, имевшей
d = 10,2 мм и d/D = 0,4.
Влияние акустических явлений. Наряду с волнами скорости
при пульсирующих расходах возникают и волны давления, пе-
ремещающиеся со скоростью звука. Они отражаются от различ-
ных препятствий на своем пути, в том числе и от стенки диафрагмы,
и при некоторых условиях, способствующих возникновению ре-
зонанса в трубопроводах, в последних могут образовываться
стоячие волны. Все это может исказить распределение давлений
в трубе, связанное с движением потока, и быть серьезной помехой
при правильном измерении перепада давления, создаваемого су-
жающим устройством. Имеются указания [35], что погрешность
измерения перепада давления может возникнуть также из-за
высокочастотных колебаний (более 1000 Гц), так называемых
звуковых шумов, возникающих по различным причинам, напри-
мер при вытекании струи газа из регулирующего клапана. Учесть
влияние перечисленных акустических явлений на точность изме-
рения очень трудно. Но, вероятно, они — причина замечавшихся
в некоторых случаях очень больших погрешностей при измерении
пульсирующих потоков.
В работе [31 ] указывается, что акустическими эффектами
можно пренебречь, если диаметр отверстия диафрагмы d мал по
сравнению с длиной четвертой части звуковой волны, т. е. d <
с/4/. Откуда следует, что для d < 100 мм допустимы частоты f
до 50—75 Гц. Выполнение этого требования действительно необ-
ходимо, но оно может оказаться недостаточным в случае возник-
новения резонанса, зависящего от конфигурации трубопровода.
Так, в работе [43] сообщается о возникновении резонанса в опы-
тах Язиси при / = 30Гци<2 = 53 мм. Но в этих опытах приле-
гающие участки трубопровода были весьма короткие и мало
591
соответствовали реальным условиям. Поэтому, за исключением
очень редких случаев, можно согласиться с мнением [032], что
при умеренных частотах акустическими влияниями можно пре-
небречь. Если же амплитуды пульсаций не очень велики (а
0,24-0,3), то согласно опытам [45], проводившимся на воздухе
при D = 80 мм и d, равном 63; 50 и 25 мм, акустическими явлениями
можно пренебречь даже при частотах до 500 Гц.
Влияние соединительных трубок. Соединительные трубки
между сужающим устройством и дифманометром могут быть до-
полнительным источником погрешности при измерении пульси-
рующих расходов из-за возможного неравенства сопротивлений
обеих трубок [10], из-за сопротивлений, обладающих детекти-
рующими свойствами, а также нелинейностью, и из-за возмож-
ных акустических явлений в трубках. При измерении пульси-
рующих расходов вещество, находящееся в соединительных
трубках, непрерывно перемещается в ту или другую сторону.
Поэтому надо избегать в трубках детектирующих и нелинейных
сопротивлений. Последние искажают передачу перепада давления
тем больше, чем больше несимметричность формы пульсации.
При этом давление в конце трубки может оказаться и меньше,
и больше среднего в зависимости от отношения частей периода
пульсации [51 ]. К детектирующим сопротивлениям относится
большинство конструкций вентилей и клапанов. Следует приме-
нять лишь полностью открытые прямоточные клапаны. При изме-
рении пульсирующих расходов нередко требуется демпфировать
соединительные линии. Для этого не нужно устанавливать на
соединительных линиях комбинацию из сужений и емкостей, так
как их сопротивление нелинейно и зависит от направления дви-
жения. Лучше в начале линий у сужающего устройства поместить
капиллярные трубки одинаковых диаметров и длины. Они целе-
сообразны еще и потому, что уменьшают значения остальных со-
противлений, которые не всегда линейны, особенно при турбу-
лентном режиме движения в них. Но длина капиллярной трубки
должна быть в несколько раз больше, чем длина I начального не-
линейного участка трубки. Напомним, что длина I, на которой
устанавливается законченный параболический профиль скоростей,
I = 0,065Red, где d — диаметр трубки. Указания по их расчету
приведены в работе [51]. В работе [50] показана возможность
обеспечить в известных пределах линейное демпфирование с по-
мощью пористых соединений вместо капиллярных трубок.
Акустические явления, выражающиеся в появлении волн дав-
ления в соединительных трубках и их отражении от концов послед-
них, могут также быть источником появления дополнительной
погрешности. Необходимо исключить появление резонанса в со-
единительных трубках. В работе [8] указывается, что частота пер-
вого резонанса /р для металлических трубок с внутренним диа-
метром более 4 мм можно определять по формуле /р = с/4/, где
с — скорость звука; I — длина трубок. Уменьшая /, можно
592
исключить возможность появления резонанса. В работе [451 ре-
комендуется I < c/4f, где f — частота пульсаций, откуда сле-
дует [8] вывод о том, что допустимая частота f должна удовлетво-
рять условию f < 0,1с/4/.
Резюмируя, можно рекомендовать иметь соединительные
трубки по возможности короче и не устанавливать на них емкостей
для целей демпфирования. Кроме того, при измерении пульси-
рующих расходов, нежелательно применение кольцевых камер
для отбора давлений у диафрагм и сопел из-за их детектирующих
свойств. Также нежелательны дифманометры с нелинейным демп-
фированием.
31.5. Оценка возможности измерения
пульсирующих расходов с помощью
сужающих устройств
Проведенный анализ источников погрешности изме-
рения пульсирующих расходов с помощью сужающих устройств
позволяет сделать следующие выводы. При небольшой частоте
(менее 3—5 Гц) пульсаций главное значение имеет погрешность,
вызванная квадратичной зависимостью между расходом и пере-
падом давления. При небольшом коэффициенте пульсации рас-
хода (менее 0,2) погрешностью измерения можно пренебречь.
В остальных случаях, зная амплитуду и форму пульсации, можно,
пользуясь уравнением (280), учесть с некоторым приближением
значение необходимой поправки.
Но с увеличением частоты f пульсаций все большее значение
приобретает погрешность, вызываемая влиянием местного уско-
рения. Учесть эту погрешность очень трудно, несмотря на ряд
исследований [8, 22, 31—33, 36, 39, 43, 48, 521, направленных
на выявление зависимости ее от частоты f и амплитуды пульса-
ции. Согласно [31, 45] надо, чтобы частота f удовлетворяла не-
равенствам f c/4L и f c/4d, где L — длина пути сужения
(для диафрагм L = 3D). Предложенные критерии [32, 33] для
оценки погрешности, включающие число Струхаля, оказались
неуниверсальными и дающими эту оценку с весьма ограничен-
ным приближением. Причины этого — большое число влияющих
обстоятельств помимо числа Струхаля и амплитуды пульсаций,
связанных с конфигурацией трубопровода, расположением источ-
ника пульсаций до или после сужающего устройства, отношением
d/D, сжимаемостью измеряемого вещества, устройством дифма-
нометра и соединительных трубок, характером устройств для
измерения амплитуды и формы кривой пульсаций и т. п., не го-
воря уже о возможных акустических влияниях и помехах. По-
этому трудно дать рекомендации для надежного и точного изме-
рения с помощью сужающих устройств пульсирующих расходов,
имеющих одновременно высокую частоту f и значительную ампли-
туду пульсаций [481. Измерение таких расходов с достаточной
точностью можно осуществить, если до поступления в сужающее
593
устройство их амплитуда пульсаций будет в определенной сте-
пени снижена с помощью особых фильтров-успокоителей. Высо-
кая же частота пульсаций при малой их амплитуде не будет
заметно влиять на результаты измерения. Так, по данным
работы [33], если коэффициент пульсации давления ар =
~ (Дртах — Дрт1п)/Дрср не превосходит 0,5, то вне зависимости
от частоты пульсаций погрешность измерения расхода не пре-
высит 2 %. Если же коэффициент пульсаций расхода не более
0,1, то, по данным работы [39], погрешность измерения расхода
будет менее 1 %. Аналогичные выводы можно сделать и из ра-
боты [45] при частотах пульсации f 500 Гц. Эти данные отно-
сятся к измерению расхода газа. При измерении пульсирующего
расхода воды в трубе, имевшей D = 25,4 мм, с помощью диа-
фрагмы, имевшей d = 10,2 мм, и измерении непосредственно
у ней перепада давления с помощью высокочастотного преобразо-
вателя [49] не было обнаружено дополнительной погрешности,
хотя частота пульсаций менялась от 12 до 50 Гц, а коэффициент
пульсации перепада давления — от 0,2 до 0,8. Тем не менее и
в этом случае при измерениях пульсирующих расходов как жидко-
стей, так и газов обычными (невысокочастотными) дифманометрами
при значительных амплитудах пульсации, рекомендуется пред-
варительное их сглаживание с помощью фильтров успокоителей
ввиду трудности введения поправки на квадратичную зависи-
мость из-за неизвестной формы пульсации.
31.6. Сглаживание пульсирующих расходов
Сглаживание пульсирующих расходов состоит
в уменьшении амплитуды пульсации с помощью фильтров-успо-
коителей, представляющих собою комбинацию емкостей и сопро-
тивлений. В результате снижается вредное влияние как местного
ускорения, так и квадратичной зависимости между расходом и
перепадом давления. Желательно расчет успокоителя делать так,
чтобы надлежащее успокоение пульсаций достигалось до сужаю-
щего устройства и чтобы на последнее не возлагались требования
по дополнительному сглаживанию. На рис. 352 показана схема
трехступенчатого газового фильтра-успокоителя, состоящего из
трех емкостей объемом Ух, Г2 и Г3 с включенными после каждого
Оз
И Qi Qj
Рис 352 Схема трехступенчатого газового фильтра-успокоителя
594
из них сопротивлениями. Пренебрегая силами инерции и считая,
что амплитуды колебаний расходов и давлений малы по сравне-
нию со средним расходом QM(. и средними давлениями pi0, ргс,
рзс в емкостях и давлением р4с на выходе соответственно, полу-
чим, как показано в [13, 15], зависимость между пульсацией мас-
сового расхода на выходе <?з =(Qms— Qmc)/Qmc и пульсацией
массового расхода на входе q =(Qmb — Qm0)/Qm0 в виде диффе-
ренциального уравнения третьей степени
Lq3 + /?<?з Nqz-Y дз — q> (283)
где L = М\Т2Т3, Я = 4 (ТХТ2_4 + Л_8Т8 + W; N =
= 2 (ТГ-4 + Т2-4 + Т3); Tt = (t/i/%QIe) (PiJPiY*-"'* (Pie -
- P2C)/PtC » (V№c) (Pic - P2C)/Pl0 ’ » (i/2/xQ2c) (P2C -
— Рз^рз^ Тз fV (£/s/xQ3c) (P3C — ^1-3 (^i/xQic) x
x (pic-p3c)/pi0; (u^0)(p^0-p^)/p^
* (U2/*Q2e)l(p2o - P4C)/P2C.
Здесь x — показатель адиабаты или политропы газа; Qic, Q2o,
Q3(j — объемные расходы газа, соответствующие среднему массо-
вому расходу QM(j при давлениях Pic, ргс, рз0. Все величины,
обозначенные через Т — постоянные времени.
Из уравнения (283), как частные случаи вытекают:
уравнение для двухступенчатого успокоителя
Rq2 Ч- Nq2 q2 — q, (284)
где R = 4TiT2; N = 2 (Ti-3 + T2),
и уравнение для одноступенчатого успокоителя
2Т iq{ Ч- qi — (285)
Если пульсация на входе в систему имеет синусоидальный ха-
рактер QM = QM(j (1 Ч- a sin со/), где а = (<3мтах — Qmc)/Qmc —
коэффициент пульсации на входе, то решение уравнения (283)
дает
q3 = аз sin (®/ Ч- е8),
где коэффициент пульсации а3 на выходе
а8 = а {со2 (У - L®2)2 4- (1 - /?<в2)2Г°*8,
а угол в сдвига фазы пульсации
63 = arctg ш (N — 1ю2)/(1 — 7?ы2).
Соответственно для двухступенчатого успокоителя получим
аг = а [№<1)2 (1 — #со2)2]-о-5 и ва = arctg У®/(1 — 7?со2),
а для одноступенчатого успокоителя
= а (1 + 4Т?со2)-0’5; в = arctg 2Т^.
595
Чаще всего применяют одноступенчатый успокоитель. Назо-
вем степенью сглаживания ах такого успокоителя отношение
коэффициента пульсации ах на выходе к коэффициенту пульса-
ции а на входе, так что ссх = aja. Величина рх = 1/ах будет
кратностью сглаживания или успокоения. Тогда учитывая, что
со = 2 л/, получим
ах = (1 + 4л7\/)-°-5. (286)
Введем обозначения k = TJ = (V//xQc) — p2c)/Pic и К =
= ink. Тогда
ах = [ 1 + (4л6)2Г°-6 = (1 + №)-о-5 (287)
и
Pi = [1 + (4л£)2]0-5 = (1 + №)0-5. (288)
Безразмерную величину k (или К), включающую в себя все
параметры, от которых зависит степень и кратность сглаживания,
следует назвать обобщенным критерием сглаживания или успо-
коения в одноступенчатом газовом успокоителе. Критерий k —
произведение постоянной времени Тх фильтра-успокоителя на
частоту пульсаций /. Критерий К — удвоенное произведение Тх
на круговую частоту пульсаций со. Критерий К отличается от
аналогичной ему величины 7?Ссо в электрическом Г-образном
фильтре лишь коэффициентом 2, появившимся в результате
квадратичной зависимости между расходом и перепадом давления.
Еще в 1929 г. Ходжсон предложил [411 оценивать односту-
пенчатый фильтр-успокоитель произведением относительной
емкости V/Vn (где Уп — объем, поступающей в систему от источ-
ника пульсации за период подачи St0) и относительного дроссели-
рования (pio — Pz^/Pi,,- Это произведение получило название
числа Ходжсона Но и стало широко применяться. Если учесть,
что Vn = Qo/f, то получим соотношение между обобщенным кри-
терием Д и числом Ходжсона
k = Но/х,
из которого следует, что Но — частный случай критерия k при
х = 1. Следовательно, одно число Но недостаточно для характе-
ристик степени успокоения, достигаемой в одноступенчатом
фильтре. Наряду с ним надо учитывать еще и показатель х адиа-
баты газа. Критерий k лишен этого недостатка. Поэтому в послед-
них рекомендациях ИСО предлагается вместо числа Но пользо-
ваться отношением Но/х, т. е. фактически обобщенным критерием
успокоения k.
По уравнениям (287) и (288) на рис. 353 построены кривые
зависимости <хх и Р, от k и Д. Хотя эти кривые получены исходя из
синусоидальной формы пульсации на входе, но они пригодны и
для других форм входных пульсаций. Любую кривую пульса-
ции на входе можно разложить в ряд. Амплитуда первой гармо-
596
Рис. 353. Зависимость степени
успокоения и кратности ус-
покоения 01 от критерия успо-
коения k (или К) в одноступен-
чатом фильтре-успокоителе
ники обычно довольно близка к
амплитуде исходной кривой, а по-
следующие гармоники будут затухать
при проходе через фильтр-успокои-
тель тем быстрее, чем выше их ча-
стота и порядок. Они будут мало
влиять на амплитуду кривой пуль-
сации на выходе, которая будет
близка к синусоиде. Во избежание
резонанса согласно [31] размеры
сглаживающей емкости должны быть
не больше 1/10 длины волны пуль-
сации, т. е. Lj < с/10/, а расстоя-
ние L2 между емкостью и сужа-
ющим устройством — не более 1/5
этой волны, т. е. Л2 < с/5/.
В случае измерения расхода
жидкости, а не газа схема фильтра-
успокоителя аналогична схеме, изображенной на рис. 352,
но верхние части емкостей должны быть заполнены воздухом или
другим газом. При этом во всех ранее полученных формулах под
емкостями V надо понимать лишь те объемы Vir которые заняты
газом при среднем расходе QM(J и средних давлениях pic, р2с,
рзс и р4с в системе. Объемы Vt можно выразить через объемы Via,
которые будут заняты в емкостях при атмосферном давлении по
формуле Vi = ViapalpiQ, где 1=1, 2, 3. При этом критерий
успокоения k для одноступенчатого фильтра будет иметь вид
k = (^Ш) W - Р^/Рч-
На рис. 354 показаны кривые сравнительной эффективности
двух- и трехступенчатых фильтров-успокоителей по отношению
к одноступенчатому. Кривые построены исходя из одного и того же
суммарного объема емкостей V и одного и того же падения дав-
ления 8р в сравниваемых фильтрах, причем для простоты объем V
и бр распределены равномерно между отдельными ступенями.
В этом случае, как показано в работе [13], кратности успокоения
в двух- (р2) и трехступенчатом (03) фильтрах можно выразить
через обобщенный критерий успокоения К.'.
Ра = [9/16К2 + (1 + К2/16)2]°-8;
₽з = 1(№/9) (2 - К2./243) + (1 + 5К/81)2]0'5.
По этим формулам построены на рис. 354 кривые Р2/Рх и ₽з/Рх
для газовых фильтров-успокоителей в зависимости от критериев К
и k. Из них следует, что при обычно встречающихся небольших
значениях этих критериев (К < 15, 1,2) двух- и трехступен-
чатые фильтры не дают преимущества перед одноступенчатым.
Но эффективность их возрастает в случае необходимости иметь
597
Рис. 354. Сравнительная эф-
фективность одно-, двух- и
трехступеичатых фильтров-успо-
коителей
высокую степень сглажи-
вания пульсаций. В слу-
чае измерения пульсиру-
ющего расхода жидкости
сравнительная эффектив-
ность двух- и трехступен-
чатого фильтра по сравне-
нию с одноступенчатым
будет зависеть от соот-
ношения относительного
дросселирования Sp/pic и
относительной емкости
сглаживающих объемов
^77ХФ1С- В предельном
случае, когда сглажива-
ющий эффект от сопроти-
влений ор/р\с будет очень
мал по сравнению со сгла-
живающим эффектом от емкостей кривые 02/₽i и P3/₽i на рис. 354
будут справедливы и для жидкостных успокоителей. Но по мере
увеличения 8р/р1с кривые будут идти все круче и в пределе, при
истечении в среду с атмосферным давлением, когда 8р = pt(s — 1,
достигнут кривых §2/01 и 0V01, изображенных штриховыми ли-
ниями.
31.7. Зависимость погрешности измерения
от критерия успокоения
Покажем, что погрешность измерений AQ/QC пуль-
сирующего расхода с помощью сужающих устройств при любом
заданном законе пульсации на входе в успокоитель целиком
определяется обобщенным критерием успокоения k (или К).
Пусть q = (Q — QoVQc — относительная пульсация расхода.
Из уравнения (280) получим
(fo \0,5
1 + f <?3 dt/ta -1.
о /
Какова бы ни была форма пульсации на входе в успокоитель,
разложив ее в ряды Фурье, можно представить в виде
Q = Qo (1 + S at sin at + 2 bt cos cof).
598
Для одноступенчатого фильтра-успокоителя будет справедливо
уравнение
2711/ + q — S at sin + S bi cos cot
Можно показать [13, 16], что
[ q2dt/t0 = 0,5 2 (al + bl)/[ 1 + (4ni£)2].
6 i
Тогда получим _______________________________________
AQ/QC = + 0,5 £ (al + &?)/[! + (4л1ф] - 1. (289)
Это уравнение позволяет при любой форме пульсации, зная
критерий успокоения k, определить погрешность измерения AQ/QC
и, наоборот, для наперед заданной допустимой погрешности изме-
рения найти необходимое значение критерия k и рассчитать со-
ответствующий фильтр-успокоитель. В качестве примера на
рис. 355 показаны зависимости погрешности AQ/QC от критерия k
(или К) при пульсации по закону выпрямленной синусоиды и
шести различных значениях коэффициента подачи S = ts/tb
При синусоидальной форме подачи на входе из предыдущего
уравнения получим _______________________
AQ/Qc = У 1 + а?/2 [1 + (4л6)2] - 1. (290)
Откуда
lfe = (a1/4n)/l/2[(AQ/Qc+l)2- 1] - 1- (291)
Если считать AQ/QC достаточ-
но малой величиной, то эта
формула может быть приве-
дена к виду
k = дх/8л у4Q/Qc ~ 0,4ах у4<р,
(292)
где ср = lOOQ/Qc — погреш-
ность Q/Qc, выраженная в про-
центах.
На основании этого ура-
внения получена табл. 29,
Рис. 355. Дополнительная погреш-
ность при измерении расхода, пуль-
сирующего по закону выпрямлен-
ной синусоиды в зависимости от
критерия успокоения k (К) при
различных значениях коэффициента
подачи S:
1 — S— 100 %; 2 — S— 83,3 %; 3 —
S — 66.7 %; 4 — S— 59 %; 5 —
S— 33,3 %; 6 — S— 16,7 %
Т а б л и ц a 29. Минимально необходимые значения критерия к
при синусоидальной форме и различных коэффициентах а пульсации
а Qmax/Qmin Допустимая погрешность <р, %
0,5 1 2
0 1 0 0 0
0,1 1,22 0,057 0,040 0,028
0,2 1,50 0,113 0,080 0,057
0,3 1,86 0,170 0,120 0,085
0,4 2,33 0,266 0,160 0,113
0,5 3 0,283 0,200 0,142
0,6 4 0,340 0,240 0,170
0,7 5,67 0,396 0,280 0,198
0,8 9 0,453 0,320 0,227
0,9 19 0,509 0,360 0,255
1,0 0,566 0,400 0,283
Т а б л и ц а 30. Минимально необходимые значения критерия к
при прямоугольной форме пульсации и различных коэффициентах S подачи
5 1 — S Допустимая погрешность <р, %
0,5 1 2
0 1 1,44 1,02 0,72
0,2 0,8 1,15 0,815 0,575
0,4 0,6 0,865 0,61 0,43
0,6 0,4 0,575 0,41 0,29
0,8 0,2 0,29 0,205 0,145
1,0 0 0 0 0
в которой даны при различных коэффициентах пульсации аг
синусоидальной формы минимально необходимые значения крите-
рия k, чтобы погрешность ие вышла за пределы <р = 0,5;
1 и 2 %.
Такая таблица приведена в документе ИСО [431 с примеча-
нием, что по ней можно находить число Но при х = 1. При дру-'
гих же значениях х для нахождения числа Но надо цифры из
этой таблицы умножать на соответствующее значение показателя
адиабаты х. Необходимость в этой операции отпадает, если вместо
числа Но пользоваться обобщенным критерием k.
В том же документе приведена формула для определения ми-
нимально необходимого значения Но/х или k при прямоугольной
форме пульсаций и различных значений коэффициента подачи,
с тем чтобы погрешность была в пределах <р (%)
k = Но/х > 1,02 (1-5)//ф.
Подсчитанные по этой формуле значения k приведены в табл. 30.
600
В другом документе ИСО [44] предлагается при любой форме
пульсации определять минимально необходимое значение кри-
терия k = Но/х по формуле
k = Но/х = (0,563//ф) (Qrms/Qc),
где Qrms = K(Q - Qс)2 — корень квадратный из среднего
квадрата амплитуды переменной составляющей объемного рас-
хода или скорости. Определение Q надо производить с помощью
малоинерционного преобразователя, например термоанемометра.
31.8. Измерение пульсирующих расходов
тахометрическими расходомерами
и счетчиками
У турбинных расходомеров постоянная времени
разгона Тр в несколько раз меньше постоянной времени тормо-
жения 7\. Это приводит к более быстрому реагированию тур-
бинки на положительные периоды пульсаций по сравнению с отри-
цательными и, следовательно, к появлению положительной по-
грешности. Средняя частота вращения турбинки оказывается
выше той, которая соответствует среднему расходу потока по
статической характеристике. С увеличением частоты f и ампли-
туды а пульсаций эта погрешность возрастает, но лишь до неко-
торого предела. При увеличении частоты до /к1, при которой пе-
риод ТК1 пульсации сравним с постоянной времени торможения Тг,
турбинка перестает практически реагировать на отрицательные
периоды пульсации, и частота ее вращения будет соответство-
вать амплитудным значениям Qmax расхода потока. При дальней-
шем увеличении частоты пульсации / и приближении ее периода Т
к постоянной времени разгона Тр турбинка станет все слабее
реагировать и на положительные периоды пульсаций. Ее частота
вращения станет понижаться. Наконец, при какой-то частоте fK2
из-за своей инерционности турбинка полностью перестанет реаги-
ровать на пульсации и ее частота вращения будет соответство-
вать среднему расходу. Все сказанное наглядно иллюстрирует
рис. 356 [24]. На нем показана пульсация расхода прямоуголь-
ной формы вокруг среднего расхода Qcp. Частота пульсации по-
Рис. 356. Зависимость частоты вращения ш турбинки от частоты f пульсации
(Qcp = const)
601
степенно возрастает. Ломаная линия показывает изменение ча-
стоты вращения турбинки. Учитывая малые значения не только
времени Тр, но и времени Тт, в большинстве случаев измерения
пульсирующих расходов имеем дело с частотами меньшими, чем
/К1, при которых положительная погрешность возрастает с ро-
стом f. Этим можно объяснить, что в работе [гл. 16 : 15] была
предложена формула для определения погрешности 6Q измере-
ния пульсирующего расхода в зависимости от коэффициента а кру-
говой частоты ю пульсации
6Q = (a72)[W2Tf/(l 4-ю27’1),
из которой следует, что 6Q возрастает с ростом ю и, кроме того,
с ростом а и Tj (постоянной времени расходомера). Подсчет по
этой формуле дает при 7\ = 0,1 с и / 100 Гц погрешность
6Q < 4 % при а = 40 %.
При испытании расходомера с тангенциальной турбинкой,
рассчитанного на расходы воздуха от 15 до 180 л/мин при пульса-
ции 0,8 Гц погрешность оказалась равной 5% [гл. 16:12].
У турбинных счетчиков воды в отличие от расходомеров тур-
бинка связана с редуктором и счетным механизмом. Поэтому их
постоянные времени во много раз больше и они практически
должны очень мало реагировать на пульсации расхода, что и
было показано в опытах с тремя турбинными водосчетчиками,
имевшими калибры 150 и 200 мм [30].
Такое же заключение можно сделать и в отношении камерных
счетчиков При испытании [19] четырехпоршневого мазутомера
МПС калибром 25 мм на расходах, пульсировавших с частотой
0,07; 0,1; 0,2 и 0,4 Гц при диапазонах пульсации 0—625; 0—800;
0—400 и 0—240 кг/г соответственно, а также мазутомера МПС
калибром 32 мм на расходах, пульсировавших с частотой 0,07
н 0,2 Гц при диапазонах пульсации 0—1000 и 0—500 кг/ч, погреш-
ность измерения по сравнению с измерениями постоянного рас-
хода оказалась не только не выше, но даже в большинстве слу-
чаев ниже. Это, вероятно, связано с характером изменения пере-
пада давления на приборе при пульсирующем расходе. С умень-
шением расхода перепад не только резко уменьшается, но и ме-
няет знак, что вызывает обратное течение через зазоры, которые
и компенсирует частично утечки в положительные периоды пуль-
саций.
31.9. Измерение пульсирующих расходов
расходомерами обтекания
Для измерения пульсирующего расхода жидкости
с успехом был применен [42] расходомер с поворотной лопастью
в виде диска, укрепленного на торсионном подвесе, сообщающем
небольшое перемещение (в пределах 0,1 мм) магнитному узлу,
в результате чего изменяется сопротивление намотанных на него
602
катушек. Возможно применение также и тензопреобразователей
для образования выходного измерительного сигнала.
В случае применения ротаметров для измерения пульсирую-
щих расходов надо учитывать несимметричность условий движе-
ния поплавка вверх и вниз. При пульсации расхода поплавок
перемещается быстрее вверх, чем вниз. Следовательно, их по-
стоянная времени при увеличении расхода должна быть меньше,
чем при его снижении. В этом отношении ротаметры аналогичны
турбинным расходомерам. Поэтому при измерении пульсирую-
щих расходов у них, как правило, возникает положительная
погрешность [38], которая иногда может достигнуть очень боль-
шого значения (100 % и выше). Эксперименты показывают, что
погрешность уменьшается с улучшением обтекаемости формы
поплавка, с уменьшением конусности трубки и массы поплавка и
с увеличением плотности и вязкости измеряемого вещества.
Рассчитать ожидаемую погрешность при измерении пульси-
рующих расходов ротаметрами можно на основе уравнений дви-
жения поплавка, полученных в работах [20, 21 ]. Результаты рас-
четов хорошо подтверждаются проведенными опытами.
31.10. Измерение пульсирующих расходов
вихревыми расходомерами
Вихревые расходомеры могут иметь большую по-
грешность при измерении пульсирующих расходов, если частота
срыва вихрей /в синхронизируется с частотой fa пульсации потока.
В работе [46] сообщается, что при сравнительно небольшой отно-
сительной пульсации скорости потока (vmax — vc)/v0 от 0,089 до
0,117 погрешность вихревого расходомера достигала ±40 %
при fe — fa/2. Погрешность расходомера с диафрагмой при по-
добной пульсации скорости составляет лишь 1 %. В работе [46]
указывается, что для вихревых расходомеров допустимы лишь
пульсации расхода, частота которых не превышает 25 % от наи-
меньшей частоты срыва вихрей 6 обтекаемого тела.
31.11. Измерение пульсирующих расходов
тепловыми расходомерами
Переходные процессы в тепловых расходомерах во
многом зависят от значения коэффициента теплопередачи а от
нагреваемого элемента к потоку и от последнего к термопреобра-
зователю. Этот коэффициент пропорционален vn нли Qg, где о
и Qo — скорость и объемный расход потока соответственно).
Показатель степени определяется зависимостью критерия Нус-
сельта от критерия Рейнольдса. Для турбулентных потоков
п = 0,8, при Re^S-lO4 показатель п начинает уменьшаться,
снижаясь до 0,4—0,5 и ниже при ламинарном режиме. В резуль-
тате этой нелинейности при измерении пульсирующих потоков
603
Рис. 357. Зависимость погреш-
ности калориметрического рас-
ходомера от показателя степе-
ни я и коэффициента пульса-
ции а
преобразователь расхода
медленнее реагирует на
положительную амплитуду
колебаний, чем на отри-
цательную. Как следствие,
имеем отрицательную погрешность измерения среднего значения
пульсирующего расхода.
Для калориметрических и термоконвективных расходомеров
вследствие тепловой инерции нагревателя и термопреобразова-
телей их температуры при пульсирующем расходе могут счи-
таться постоянными. Тогда относительную погрешность (%)
измерения среднего значения пульсирующего потока калори-
метрическим расходомером можно, как показано в работах [26,
0121 выразить формулой
AQ/Qc =
v" dt \ J V2"-1 dt J v dt - 1 100,
.0 / I \0 Q ) J
где t0 — период пульсации.
Откуда при пульсации по гармоническому закону получим
AQ/Qo =
1
тц J (14- asin w/)2n-1d/0 —-1 100.
о J
2
f’
j (1 4-asinw/)n di
Здесь а — коэффициент пульсации скорости или объемного рас-
хода. На рис. 357 по этой формуле построены кривые зависимости
6QM от п для а = 0,3; 0,4 и 0,5 из которых видно, что при турбу-
лентном режиме (т я? 0,8) погрешность 6QM весьма незначительна.
У расходомеров пограничного слоя вследствие нелинейности
между а и v при пульсирующем расходе увеличится количество
теплоты, проходящее через пограничный слой, и повысится раз-
ность температур с обеих сторон слоя, что при п < 1 вызовет отри-
цательную погрешность, определяемую уравнением
AQ/Q0=(1/Qe)
где
Qc= J Qdt/to.
0
Такой же вывод можно сделать для термоанемометров.
604
31.12. Измерение пульсирующих расходов
парциальными расходомерами
Амплитуда пульсаций в обводной трубке меньше,
а их фаза немного сдвинута по сравнению с амплитудой и фазой
пульсаций в основном трубопроводе. Точность же измерения
среднего расхода пульсирующих потоков в парциальных расхо-
домерах зависит, как показано в работе [53], не только от числа
Струхаля Sh и коэффициента пульсации расхода а, но и от соот-
ношения инерционных характеристик и соотношения сопротив-
лений обводной трубки и соответствующего участка основного
трубопровода. В зависимости от этих соотношений погрешность
измерения может быть как положительной, так и отрицательной,
возрастающей с увеличением Sh и а. При оптимальных же соотно-
шениях инерционных характеристик и сопротивлений погрешность
измерения среднего расхода будет весьма незначительной. Также
незначительной эта погрешность будет при небольших значениях
коэффициента пульсации а. В гл. 26 (см. рис. 306) рассмотрен
парциальный расходомер, предназначенный для измерения пуль-,
сирующих расходов загрязненного газа.
Г л а в а 32. ИЗМЕРЕНИЕ МАЛЫХ РАСХОДОВ
(МИКРОРАСХОДОВ)
32.1. Область измерения
Измерение малых расходов жидкостей и газов весьма
необходимо в создании различных полузаводских установок, при
проведении многих научно-исследовательских работ и при кон-
троле некоторых промышленных процессов.
Целесообразно верхнюю границу малых расходов связать с со-
ответствующей верхней границей диаметра трубопровода DB.
Если принять DB = 10 мм, то Qmax для жидкостей будет около
1 м3/ч, а для газов — около 10 м3/ч. Если же за верхнюю гра-
ницу принять DB = 5 мм, то указанные значения Qmax умень-
шатся в четыре раза. Нижняя же граница малых расходов опре-
деляется требованиями практики; например 1 см8/ч для жидко-
стей и 50 см3/ч для газов. Для измерения микрорасходов приме-
няются особые разновидности рассмотренных ранее методов изме-
рения и, кроме того, созданы некоторые специальные методы и
приборы, в частности пузырьковые и капельные расходомеры.
32.2. Расходомеры переменного перепада давления
Для измерения малых расходов применяются ми-
ниатюрные сужающие устройства, преобразователи типа различ-
ных гидравлических сопротивлений (капиллярные, гидравли-
605
Рис. 358. Диафрагмы с проточной частью
из синтетических рубинов и сапфиров:
а — типы диафрагм; б — устройство и
способ монтажа диафрагм
ческие мосты и реометры), а также удар но-стр у иные преобразова-
тели. Все они требуют индивидуальной градуировки.
Сужающие устройства, На рис. 358 изображены диафрагмы
[21 ] с d = 0,5 мм. Их проточные части изготовляли из синтети-
ческих рубинов или сапфиров в целях повышения стойкости
к истиранию и достижения лучшей взаимозаменяемости. Проточ-
ная часть 2 каждой диафрагмы (см. рис. 358, б) запрессовывалась
в латунный диск 3, поверхность которого обрабатывалась запод-
лицо с проточной частью и отполирована алмазной пастой. Диск 3
вместе с уплотняющими прокладками 4 зажимался между флан-
цами 1, приваренными к трубопроводу, имевшему внутренний
диаметр d — 6,4 мм и длину прямого участка до диафрагмы, рав-
ной 507). Диафрагмы испытывались в лаборатории фирмы «Бри-
тиш Петролеум» на водороде под давлением 1,4 МПа (при Re =
= 804-350) и на азоте под давлением 7 МПа (при Re = 3004-1500).
Лучшие результаты дали диафрагмы типа В, показавшие постоян-
ство а в области Re от 80 до 1500. У одной из них, имевшей 0 = 51°
и t = 0,283 мм, коэффициент а = 0,747, у другой с углом 0 = 54°
и i — 0,28 коэффициент а = 0,752.
В Львовском политехническом институте в качестве микро-
преобразователей расхода испытывались часовые камни типа СЦ
из синтетического корунда. Испытание часового камня с d =
= 0,08 мм показало, что при числах Re от 700 до 1800 коэффи-
циент а — 0,747 ± 0,5 % [15].
Имеются сообщения об исследовании металлических сужаю-
щих устройств различного типа для измерения малых расходов
жидкости и газа. Так, в работе [32а] испытывались диафрагмы
с d = 0,5; 0,9; 1,6; 2,8 и 5 мм, имевшие угол входа 90° и толщину
е = d. Испытания проводили при числах Re<j от 103 до 1,5-10*.
Для диафрагм, имевших d от 1,6 мм и выше, при особо тщательном
их изготовлении коэффициенты расхода диафрагм, имевших оди-
наковые d, отличались друг от друга не более чем на ±2,5 %.
Отбор давлений был радиальный. При диаметрах d < 1,6 мм раз-
брос значений коэффициента расхода был больше. В другой ра-
боте [341 на трубе диаметром 5 мм исследовались диафрагмы,
606
имевшие d = 0,354-0,65 мм, толщина которых е была в пределах
(14-4) d. Имеются сообщения [131 о применении металлических
диафрагм с d = 3,64-6 мм для измерения расхода углекислого газа
в пределах 2—12 м8/ч при давлении 0,1—0,5 МПа. Для измере-
ния малых расходов нашли применение [36 ] металлические сопла
четверть круга с d = 0,54-6,25 мм. Они были конструктивно
объединены с мембранным преобразователем перепада давления
и установлены на выходе из сравнительно большой «плюсовой» по-
лости последнего. Это исключало необходимость иметь длинный
прямой участок трубы. Поток, входящий в сопло из сравнительно
большой камеры, имеет равномерный профиль скоростей.
Капиллярные преобразователи. Капиллярные преобразователи,
основы работы которых были рассмотрены ранее (см. гл. 5),
особенно подходят для измерения небольших расходов жидкости
и газа. Но делать диаметр капиллярной трубки менее 0,25 мм не
следует из-за опасности засорения. Поэтому для получения до-
статочного перепада давления при малом значении расхода при-
меняют различные способы.
Длину капиллярной трубки увеличивают и располагают ее
в виде спирали для достижения компактности преобразователя.
При измерении расхода серной кислоты в пределах до 450 см3/ч
применяли [24] трубку из коррозионно-стойкой стали диаметром
2,1 мм и длиной 1,75 м. В случае необходимости погашения боль-
шого перепада давления при истечении водорода из цилиндра под
давлением 10 МПа служила [271 спиральная трубка из корро-
зионно-стойкой стали диаметром 0,25 мм и длиной 90 м. При
изменении расхода от 1,5 до 24 л/ч перепад на капилляре изме-
нялся от 0,77 до 4,2 МПа. В подобном же случае при измерении
расхода водного раствора радиоактивного изотопа применялась
спиральная трубка диаметром 0,62 мм и длиной 18 м. При изме-
нении расхода жидкости от 0,06 до 0,72 л/ч перепад на капилляре
изменялся от 0,42 до 7 МПа. В спиральном капилляре ламинар-
ный режим работы сохраняется при числах Re до 15 000 [45].
Недостаток спиральных капилляров — отсутствие линейной за-
висимости между расходом и перепадом давления вследствие
действия центробежной силы, резко увеличивающей перепад
давления по сравнению с прямым капилляром.
Другой путь состоит в применении прямого капилляра до-
статочного диаметра, но со стержнем внутри трубки. При этом
измеряемое вещество движется по кольцевой щели. Здесь можно
обеспечить линейную зависимость между расходом и перепадом
давления путем расположения отверстий для отбора давлений
в пределах прямолинейного участка трубки. Такие преобразова-
тели нашли распространение в химической промышленности.
Разработаны три типоразмера преобразователя с диаметрами
трубки dT = 4; 10 и 16 мм, имеющие расстояния между местами
отбора Pi и ра равные 85; 150 и 150 мм и обеспечивающие измере-
ние расходов жидкости до 1; 25 и 100 л/ч соответственно. У пер-
607
Рис. 359. Винтовой капиллярный
преобразователь
вого типоразмера диаметр вну-
треннего стержня dc = 3,6 и 3,8 мм;
у второго —d0 = 9,2; 9,4 и 9,6 мм
и у третьего — d0 — 15 и 15,4 мм.
Толщина кольцевого зазора
у этих преобразователей от 0,1
до 0,5 мм [2].
В некоторых случаях [31]
преобразователи с внутренним
стержнем применяют для пре-
дотвращения конденсации газа
в трубках малого диаметра.
Иногда кольцевую щель пре-
образователя образуют двумя
коаксиально расположенными ци-
линдрами. Так, в работе [1 ] рас-
смотрен преобразователь, у ко-
торого внутренний цилиндр имеет
d = 20 мм, а щель — длину 8 мм
и высоту 0,1 мм.
Третий путь — применение ка-
пиллярных преобразователей вин-
тового типа. Их основа пре-
цизионная винтовая пара с не-
полной ленточной, трапецеидаль-
ной или конусной резьбой. До-
стоинство — возможность легкого
перехода на разные пределы
измерения путем регулирования
длины винтовой части, находя-
щейся в зацеплении. Пример
такого преобразователя [221 пока-
зан на рис. 359. Вращая рукоятку 5 винта 3, снабженного уплот-
нением 4 и опирающимся на шарикоподшипник 2 и пружину 1,
изменяют длину спирального капиллярного прохода. Для облег-
чения установки винта в нужное положение имеются указатель 6
и шкала 7. Подача и отвод жидкости производятся через отвер-
стия в крышке 10 и корпусе 8, скрепленных шпильками 9. Между
расходом и перепадом давления нет строгой пропорциональности.
Другой пример конструкции капиллярного преобразователя вин-
тового типа приведен в работе [19].
Так как вязкость жидкости сильно зависит от температуры,
то при точных измерениях надо стабилизировать температуру
капиллярного преобразователя, например с помощью нагре-
вающей или охлаждающей рубашки. Это легко осуществить
в преобразователе винтового типа. Иногда капилляр помещают
в водяную ванну с регулируемой температурой [241 или в термо-
стат с тающим льдом [27].
608
Если вязкость жидкости меняется не только с температурой,
но и с изменением ее состава или концентрации, то применяют ком-
пенсационный метод измерения [32]. Через одну трубку проте-
кает жидкость, расход Q которой надо измерить, а через другую
насос объемного типа подает аналогичную жидкость при постоян-
ном расходе Qo. Измеряют перепады давления в первой Др и во
второй Др0 трубках. Искомый расход Q = Qo (Др/Др0). Капилляр-
ные преобразователи могут измерять расходы до 1 см3/ч [39].
Приведенная погрешность измерения при соблюдении необходи-
мых условий, и прежде всего чистоты трубок, равна ±(0,5-4-1) %.
Гидравлические и газовые мосты. Гидравлические мосты на-
ряду с капиллярными преобразователями представляют одну из
возможных схем преобразователей типа гидравлического сопротив-
ления. Две схемы такого моста показаны на рис. 360. На
рис. 360, а в четырех плечах моста расположены сопротивления
Rl, R2, R3 и R4, выполненные в виде капиллярных трубок или
маленьких сужающих устройств. Сопротивления Rl = R4 и
R2 = R3, но Rl > R2, a R4 > R3. По одной диагонали моста
протекает жидкость, расход Q которой надо измерить. Перепад
давления Др = — р2 измеряется в другой диагонали моста.
Соответствующим подбором сопротивлений достигается [6, 44 ]
независимость показаний от вязкости вещества. На рис. 360, б
показан мост, все четыре сопротивления которого (в виде ма-
леньких диафрагм или капилляров) равны Друг другу [20].
В диагонали моста установлен насос, имеющий постоянную по-
дачу q. При измерении малых расходов q > Q. В этом случае
измеряется перепад давления рг — ря. При измерении больших
расходов Q > q. Здесь .измеряется перепад давления ра — р3.
Зависимость рг — pt н рг — ря от расхода Q для моста с насосом
показана на рис. 363, в. При условии постоянства расхода q,
создаваемого насосом, и равенства всех четырех сопротивлений
измеряемые перепады давлений рг—pt и р2—Рз будут пропорцио-
Рис. 360. Гидравлические мосты: а — схема с равными расходами в обеих вет-
вях; б — схема с насосом в диагонали моста; в — зависимость pi—р4 и р2—р3
от расхода QM у моста с иасосом
20 П. П. Кремлевский 609
нальны массовому расходу. В этом
отношении мост (рис. 360, 6)
иногда называемый активным в
отличие от моста (рис. 360, а)
аналогичен перепадно-силовым
расходомерам (см. рис. 204), с
которыми он имеет много общего.
Чувствительность моста растет
с ростом q. В работах [42, 46]
рассмотрено применение такого
моста для измерения весьма ма-
лых расходов при q > Q- Его
сопротивления были изготовлены
из четырех одинаковых сталь-
ных диафрагм из коррозионно-
стойкой стали. Наименьшая об-
ласть измерения 0—5 кг/ч жид-
кости при диапазоне измерения
50 : 1. Приведенная погреш-
ность ±(0,5-=-1) %. Наименьший измеряемый расход равен
0,05 кг/ч или 0,014 г/с. Динамические свойства моста высокие.
Его постоянная времени составляет 5—15 мс. Он с успехом был
применен для исследования работы автомобильного карбюра-
тора.
Реометры. Реометр — это сочетание миниатюрного стеклян-
ного гидравлического сопротивления с однотрубным стеклянным
дифманометром. Последний заполняется водой или спиртом и
снабжается шкалой, градуированной по воздуху в единицах рас-
хода. Газ, проходящий по горизонтальной трубке, создает на
сопротивлении в виде маленькой диафрагмы или капилляра
перепад давления, измеряемый дифманометром. Таким образом,
реометр — микрорасходомер переменного перепада давления.
Пределы измерения реометра с капиллярным гидравлическим со-
противлением от 0—0,6 до 0—1 л/мин. Для возможности измере-
ния расхода газа, имеющего вязкость vr и плотность р1( отличные
от вязкости v и плотности р воздуха в работе [71 предложены
уравнения: = Q/v и Ар = (v2/v2) (рг/р), позволяющие по-
строить градуировочную кривую для любого газа.
Ударно-струйные расходомеры. Ударно-струйные расходо-
меры, предназначенные для измерения малых расходов жидкостей
и газов, предложены и разработаны Левиным. Они основаны на
измерении перепада давления, возникающего в процессе удара
струи о твердое тело непосредственно или через слой измеряемого
вещества. Давление удара ру зависит от скорости V, плотности р
вытекающей жидкости и определяется уравнением ру =
= р»® (1 — cos а), где а — угол между направлением движения
жидкости до и после удара. Обычно а = л/2, тогда ру = р»®,
т. е. в два раза больше динамического давления потока. Так как
610
v = Q0/f, где Qo — объемный расход; f — площадь струи то,
следовательно, ру = pQo//2.
На рис. 361 изображена схема ударно-струйного расходомера
[8]. Жидкость вытекает из сопла 1, ударяясь о перегородку 2,
имеющую центральное отверстие, через которое давление удара
передается жидкости, заполняющей сильфон 3, и создает усилия,
приложенное к его днищу. Внутри сильфона действует ударное
давление плюс статическое давление измеряемого вещества рс,
снаружи сильфона —только давление рс. Перемещение дна силь-
фона, нагруженного измерительной пружиной 4, вызывает пере-
мещение плунжера 5 внутри диамагнитной трубки, снаружи ко-
торой находится катушка 6 индуктивной или дифференциально-
трансформаторной передачи.
В расходомерах РМР-Н, рассчитанных на статическое давле-
ние 0,6 МПа, верхние пределы измерения: 16; 25; 53; 100; 160
и 250 л/ч при диаметрах сопла: 1,2; 1,5; 1,9; 2,4; 3; 3,6 и 4,5 мм
и числах Red: 4700; 5900; 7400; 9300; 11 700; 15 900 и 19 400 со-
ответственно.
Ряд конструкций ударно-струйных расходомеров приведен
в работе [9], в том числе для измерения расхода пароводородной
смеси при давлении 5 МПа и температуре 300 °C, жидкого фреона,
а также азота (Qmax = 0,5 м3/ч). Во всех случаях совмещают
в одной конструкции ударно-струйный преобразователь расхода
с преобразователем перепада давления в электрический или пнев-
матический сигнал.
Недопустимо измерение веществ, содержащих механические
частицы более 0,2d (где d — диаметр сопла), создающие осадки на
стенках сопла и вскипающие во время прохождения через него.
При измерении расхода газа, учитывая его малую плотность,
необходимо увеличение скорости в сопле до 20—30 м/с и приме-
нение преобразователей давления (мембраны, поршня и т. п.)
с большой эффективной площадью.
32.3. Расходомеры обтекания
Существует ряд конструкций ротаметров, предназна-
ченных для измерения малых расходов. Наиболее известны из
них ротаметры типа РМ-1 с условным диаметром 3 мм Его макси-
мальные верхние пределы измерения по воде: 0,0025 и 0,0040 м3/ч.
Наряду с РМ-1 серийно изготовляют ротаметр РМ-А-1, отличаю-
щийся очень малой высотой 160 мм и приспособленный для щито-
вого монтажа. Его максимальные верхние пределы при поплавке
из дюралюминия: 0,0025 м3/ч по воде и 0,1 м3/ч по воздуху. Рота-
метры РМ-1 и РМ-А-1, имеющие стеклянные трубки, применяют
при давлении не выше 0,6 МПа для жидкостей и не выше 0,4 МПа
для газов. Имеется опыт применения подобных ротаметров при
давлении до 6 МПа 118] при условии установки снаружи толсто-
стенной цилиндрической трубки из органического стекла, имею-
20* 611
щей внутренний диаметр 16 мм и толщину стенок 5 мм, и сообще
ния пространства между трубками с измеряемой средой (азотом).
Близкая конструкция ротаметра, рассчитанная на давление до
6,4 МПа, рассмотрена в работе [51. Стеклянная конусная трубка
диаметром 2,5 мм и длиной 950 мм помещена в цилиндрический
кожух из оргстекла и имеет снаружи второй защитный кожух
из того же материала. Измеряемые расходы воды от 0,03 до 10 л/ч
и воздуха от 0,3 до 120 л/ч.
В химической промышленности для измерения малых расхо-
дов при высоком давлении до 24 МПа разработан ротаметр
ЭИРВ-64 с индуктивной передачей показаний [10]. Коническая
трубка диаметром 10 мм и длиной около 150 мм изготовлена из
стали Х18Н9, винипласта, фторопласта, оргстекла или полисти-
рола. Она заключена в защитную трубку из стали, выдерживаю-
щую высокое давление. Цилиндрический длинный поплавок
имеет на концах диски и содержит запрессованный железный
сердечник. Снаружи защитной трубки находятся две индуктив-
ные катушки, защищенные эпоксидным компаундом и закрытые
кожухом. В зависимости от размеров и массы поплавка наиболь-
шие расходы воды от 5 до 30 л/ч, воздуха — от 0,5 до 1,5 м3/ч.
При облегченном поплавке из оргстекла можно измерять расходы
воды от 0,4 л/ч, воздуха от 3 л/ч. Наибольшая потеря давления
1500 Па. В подобном ротаметре типа РЭДВ-68 вместо индуктивных
катушек применен дифференциально-трансформаторный преобра-
зователь хода поплавка.
Ротаметры со стеклянными трубками могут измерять расходы
воды от 3 см®/ч и воздуха от 120 см3/ч, а металлические ротаметры
с дистанционной передачей расхода воды от 30 см3/ч и воздуха
от 1,8 л/ч [28, 31]. Предельные давления 35 МПа, предельные
температуры 450 °C.
В некоторых, довольно редких случаях для измерения малых
расходов газа помимо ротаметров применяют расходомеры с по-
воротной лопастью.
32.4. Тахометрические расходомеры
Все основные разновидности тахометрических рас-
ходомеров — турбинные, шариковые и камерные — находят при-
менение для измерения малых расходов газа и жидкостей, осо-
бенно последних.
Турбинные преобразователи. Миниатюрные турбинные преоб-
разователи довольно часто применяют для измерения малых рас-
ходов чистых веществ, причем не только жидкостей, но даже и
газов. Ряд конструкций таких преобразователей [4] разработан
в Ленинградском механическом институте (ЛМИ). Преобразова-
тели ДР-Б-1 с аксиальной турбинкой измеряют расходы жидко-
стей от 5 до 50 см®/с при D — 4 мм и от 25 до 250 см3/с при D =
= 8 мм. Турбинки из фторопласта надеты с натягом на ступицу
612
из немагнитной стали и закреплены клеем из эпоксидной смолы.
Ступица имеет в диаметральном направлении паз, заполняемый
пастой из порошка сплава АНК-4 и затем намагничиваемой.
Тахометрический преобразователь индукционный. Сопротивление
провода катушки: 120Ом при низкоомном входе и 10 кОм при вы-
сокоомном входе. Потеря давления при Qmax равна 35 кПа. При-
веденная погрешность преобразователей ДР-Б-1 не более ±0,35 %.
Для измерения расхода газа в ЛМИ разработаны преобразователи
с тангенциальной турбинкой для труб диаметром 10 и 20 мм.
Первый из них в зависимости от диаметра сопла направляющего
потока газа на турбинку и отверстия, определяющего долю потока
ответвляемого в обводную ветвь, рассчитан на расходы: 1 —10;
4—40; 3—30 и 5—50 л/мин. Турбинки в обоих преобразователях
имеют полусферические чашечные лопасти из полистирольной
пленки. Их масса всего около 0,03 г. Тахометрические преобразо-
ватели фотоэлектрические. Погрешность измерения расхода при
высокоточном частотомере не превышает ± 1 %.
Имеются и зарубежные разработки миниатюрных турбинных
преобразователей. Для измерения расхода автомобильного горю-
чего была испытана тангенциальная турбинка с фотоэлектрическим
преобразователем (351. Наилучшие результаты дала турбинка
с восемью радиальными лопастями и диаметром подводящего
сопла 1,3 мм. В области измерения расходов от 4 до 12 л/ч нелиней-
ность характеристики равнялась ±1,5%. Ротор дюралюминие-
вый, ось стальная диаметром 0,4 мм. В случае изготовления ро-
тора из твердой резины нелинейность уменьшалась до ±0,7 %.
Такой преобразователь пригоден для измерения расхода воды, но
не бензина. В работе [гл. 16:68] сообщается о преобразователе
с миниатюрной аксиальной турбинкой для измерения расхода
этилена при давлении 250 МПа, а в работе [гл. 16:57 ] — о преоб-
разователе с тангенциальной турбинкой и фотоэлектрическим
вторичным преобразователем для измерения расхода непрозрач-
ных жидкостей (см. рис. 150, в). Наружный диаметр этой тур-
бинки 6,5 мм.
Шариковые преобразователи. Для измерения сравнительно
небольших расходов находят применение шариковые преобразова-
тели, но лишь с тангенциальным подводом измеряемой жидкости.
Такие преобразователи разработаны в НИИтеплоприбор на D =
= 10 мм и Qmax = 4 и 6 м®/ч. На значительно меньшие расходы
разработан шариковый расходомер фирмой Бопп—Рейтер. Диа-
пазоны измерения у него от 0,5—5 л/ч до 50—500 л/ч. Частота
вращения шарика до 500 об/с. Градуировочная характеристика
нелинейная.
Дисково-кольцевой преобразователь. Для измерения малых
расходов жидкостей наряду с турбинными и шариковыми иногда
применяют непрерывно вращающийся кольцевой преобразова-
тель. Он был разработан [371 для измерения небольших расходов
воды (менее 25 г/мин) при температуре до 175 °C. В кольцеобраз-
613
Рис. 362. Схема поршневого расходомера
ной полости, имеющей ряд тангенциально расположенных отвер-
стий для подвода воды, помещено кольцо, размер которого на 5 %
меньше размера камеры. Жидкость в камере, а вместе с ней и
кольцо, окруженное со всех сторон жидкостью, приводятся во
вращение тангенциально—входящими струями. Частота враще-
ния кольца пропорциональна объемному расходу. Удаляется
жидкость через отверстие в центре. На торцевой поверхности
кольца нанесены светоотражающие полоски. При вращении
кольца они служат для образования частотного сигнала в воло-
конно-оптическом фотодетекторе. Рассмотренный кольцевой пре-
образователь расхода имеет линейную характеристику в диапа-
зоне измерения 15 : 1.
Камерные расходомеры и счетчики. Для измерения малых рас-
ходов жидкости, в частности топлива для двигателей автомобилей
и тракторов, разработано много своеобразных конструкций ка-
мерных расходомеров и счетчиков. Одни из них — поршневого
типа — различаются главным образом устройством, обеспечи-
вающим реверсирование хода поршня, и устройством получения
измерительного сигнала. Другие — компенсационного типа —
состоят из зубчатого, винтового или другого типа камерного преоб-
разователя расхода, приводимого во вращение электродвига-
телем так, чтобы разность давлений с обеих сторон преобразова-
теля равнялась нулю. Тогда измеряемая частота вращения под-
вижного элемента преобразователя будет пропорциональна
объемному расходу жидкости.
В качестве примера поршневого прибора на рис. 362 показана
схема расходомера [331, предназначенного для измерения расхода
бензина автомобилем. В цилиндре 1 движется поршневая система 4,
снабженная планкой 2 с нанесенным на ней оптическим растром,
цель которого получить большое число импульсов на единицу
объема прошедшей жидкости При перемещении планки с растром
в фотоэлементах 5, освещаемых лампочкой 3, возникает последо-
614
вательность импульсов. Последние после прохода через усили-
тельно-управляющее устройство 7 поступают в измерительную
схему, имеющую две ветви с цифровым 10 и аналоговым 12 вы-
ходом. В первую ветвь делитель частоты 9, работающий от им-
пульсного генератора 11 постоянной частоты (не менее 100 Гц),
пропускает с помощью ключа 8 измерительные импульсы в цифро-
вой прибор 10 лишь в течение строго определенного времени.
Перед поступлением к стрелочному прибору 12 измерительные
импульсы преобразуются в прямоугольные в блоке 14 и затем
в блоке 13 в постоянное напряжение, пропорциональное частоте
следования импульсов. При крайних положениях поршневой
системы фотоэлементы 5 посылают импульсы к электромагнитным
клапанам 6, которые управляют входом жидкости в цилиндр 1
и выходом из него. На 1 см3 прошедшей жидкости растровая
система с фотоэлементами вырабатывает пять измерительных
импульсов. Диапазон измерения расхода от 2-103 до 20-103 см3/ч.
Погрешность измерения ±0,5 %.
В работе [16] сообщается о поршневом счетчике жидкости,
предназначенном для установки на тракторе. Поршень (диаметр
34 мм, длина 42 мм, ход 27,6 мм) в крайних положениях замыкает
контакты, через которые течет очень малый ток (1 мА), который
после усиления вызывает переключение электромагнитных кла-
панов, управляющих подачей и выходом жидкости. Хорошие
результаты показал поршень из дюралюминия. Текстолитовые
и эбонитовые поршни разбухали и деформировались. Пустотелый
поршень имеет массу, равную 41 г. Зазор между поршнем и ци-
линдром 0,05—0,08 мм. Уплотнение лабиринтовое с помощью
ряда канавок на цилиндрической поверхности поршня.
Примером прибора компенсационного типа может служить
расходомер минерального масла (см. рис. 186), в котором зубчато-
винтовой разделительный элемент вращается электродвигателем.
Благодаря тому, что частота вращения последнего может изме-
няться от 1 до 4000 об/мин прибор пригоден для измерения как
средних, так и малых расходов. Его максимальный расход может
устанавливаться от 65 л/ч до 260 м3/ч. Особое преимущество
прибора — возможность измерения не только постоянного рас-
хода с помощью зубчато-винтового элемента, но и переменной
составляющей расхода (при частоте до 500 Гц) с помощью поршне-
вого элемента.
Кроме расходомера, схема которого показана на рис. 186,
имеются приборы компенсационного типа, предназначенные лишь
для измерения микрорасходов. Принципиальная схема одного из
таких расходомеров показана на рис. 363. Если подача насоса 2
равна расходу жидкости, поступающей по трубе 1, то разность
Давлений с обеих сторон насоса равна нулю и по обводной трубке 4
движения жидкости не будет. При всяком нарушении этого ра-
венства появится движение жидкости в обводной трубке в ту
или другую сторону и соответствующее перемещение ферромагнит-
615
Рис 363 Схема компенса- Рис. 364. Роторный преобразователь расхода
ционного микрорасходомера компенсационного типа
ного шарика 6. Это перемещение воспринимается индуктивной
катушкой 7, воздействующей через электронное устройство 5
на двигатель 3 так, чтобы подача насоса 2 равнялась расходу
жидкости. В этом случае счетчик числа оборотов двигателя даст
количество прошедшей жидкости. Прибор, построенный по этому
принципу [41 ] на расходы от 10 см3/ч и выше, обеспечивает в пре-
делах очень большого диапазона измерения 100 : 1 погрешность
±(14-2) % от измеряемой величины.
Другой вариант компенсационного расходомера показан на
рис. 364, где 9 — трубка входа, а 1 — трубка выхода жидкости.
Электродвигатель вращает зубчатые роторы 10 так, чтобы раз-
ность давлений с обеих их сторон равнялась нулю. При появлении
разности давлений возникает движение по обводному каналу,
образованному двумя стеклянными трубками 8 и верхней пере-
мычкой. Для фиксации этого движения в правой трубке помещен
поршень 6, плотность которого равна плотности жидкости, а
в левой трубке размещен диск 3, укрепленный на пружине 4.
Перемещение поршня и Ли диска вызывает изменение интенсивно-
сти света, поступающего от лампочки 5 на фотосопротивления 2
и 7, управляющие через усилитель и сервопривод частотой вра-
щения роторов 10. Счетчик числа их оборотов дает количество
прошедшей жидкости. Подобный прибор [38] дает в пределах
расхода бензина от 0,4 до 4 л/ч погрешность всего лишь ±0,25 %
от измеряемой величины.
32.5. Тепловые расходомеры
Тепловые расходомеры термоконвективного типа,
не имеющие контакта с измеряемым веществом, весьма удобны
для измерения малых расходов как жидкостей, так и газов при
любом давлении последних Чтобы иметь развитую начальную
восходящую ветвь градуировочной кривой (при постоянной мощ-
616
ности нагрева) чаще применяют симметричное расположение тер-
мопреобразователей относительно нагревателя Расходомер, по-
казанный на рис. 222, может измерять расходы воды от 1 см3/ч
и выше, а расходомер, изображенный на рис. 228, в котором на-
гревается петлеобразный участок трубы диаметром 1 мм, измеряет
расходы газа от 1—2 г/ч.
Кроме того, для измерения очень малых расходов предложены
тепловые расходомеры специальных конструкций, или работаю-
щих в особых тепловых режимах. В одном из них [29] в трубе
диаметром 4 мм установлен термистор, нагреваемый импульсами
тока длительностью 1 мс. Генератор импульсов включается,
когда температура термистора снижается до некоторого заданного
значения. Очевидно, частота включения импульсов будет мерой
расхода. С увеличением последнего частота возрастает. На рас-
стоянии 6 мм от нагреваемого термистора помещен второй такой же
термистор, служащий для компенсации температуры потока.
Измеряется расход жидкости от 0,03 до 0,3 см3/с.
Для измерения очень малых расходов газа до 10~4 мм3/с в ра-
боте [48] применены две тонкие нагреваемые проволочки диа-
метром 1,27 мм, расположенные близко по ходу потока и включен-
ные дифференциально в мостовую схему. С возрастанием расхода
первая по ходу проволочка будет охлаждаться, а вторая — на-
греваться. Для нагрева служат проволочки, расположенные
рядом с измерительными.
В специальной конструкции калориметрического расходомера
[26], в котором проволочный нагреватель пересекает прямо-
угольный водовод высотой 1 мм и шириной 9,7 мм, а для измере-
ния разности температур имеется большое число медно-констан-
тановых пластинок, установленных до и после нагревателя; из-
мерялся расход воды, от 0,04 см3/ч. Известны также расходомеры
с высокочастотным нагревом, измеряющие расход электролитов
от 0,5 см^ч.
32.6. Меточные расходомеры
Меточный метод сравнительно редко применяют для
измерения малых расходов. Для этой цели наиболее подходят оп-
тические и тепловые метки, перекрывающие обычно все сечение
трубы маленького диаметра.
На расстоянии L от места ввода метки в стенке трубы с двух
сторон расположены окна из оптически прозрачного материала.
Против одного окна помещают осветитель и фокусирующие линзы,
против другого — фотоэлемент. Для более точного измерения
времени перемещения метки лучше работать по схеме, показанной
на рис. 316, б. При этом на обоих концах контрольного расстояния
следует установить осветительные лампы и фотоэлементы.
Для измерения расхода жидкости метками могут служить
воздушные пузырьки. В работе [12] они служили для измерения
микрорасходов (50—100 г/ч) в трубе диаметром 2—4 мм. Приме-
617
нялся лишь один осветитель и фотоэлемент, установленные на
некотором расстоянии L от места ввода воздушной метки. Поршне-
вой дозатор воздуха срабатывал в момент прохода воздушного
пузырька мимо стеклянного глазка и пропуска при этом луча
света на фотоэлемент. Таким образом, в этом случае частота
ввода метки пропорциональна объемному расходу и служит мерой
последнего.
Воздушные метки применялись и для измерения расхода (от
0,3 до 3 л/ч) боросиликатного раствора в трубе диаметром 2 мм
[30]. Соленоидный клапан через каждые 20 с открывает отверстие,
и пузырек воздуха под давлением 0,1 МПа поступает в раствор.
Время т перемещения пузырька на контрольном расстоянии L —
= 88 мм фиксируется с помощью двух осветительных ламп и двух
фотоэлементов. Электронная схема вырабатывает прямоугольные
импульсы, длительность которых равна времени т.
Для измерения расхода газа метками могут служить капли
подходящей жидкости, например, в лабораторной практике это
капли ртути [11].
Если метка может испускать лучи того или другого спектраль-
ного состава, например при достаточно высокой температуре,
то тогда не требуется внешний осветитель для возбуждения фото-
элемента.
Наряду с оптическими для измерения малых расходов жид-
костей разработаны также тепловые меточные расходомеры. В од-
ном из них [43] в канале диаметром 1,5 мм, находящемся в тефло-
новом блоке, на расстоянии 38 мм друг от друга установлены два
термистора. Первый термистор, нагреваемый импульсами тока,
создает тепловую метку. В момент достижения последней второго
термистора происходит включение очередного импульса нагрева.
Прибор измеряет расходы жидкости от 0,1 до 10 см3/мин с высо-
кой точностью.
32.7. Расходомеры особых типов
Расходомер с осциллирующим шариком. Предло-
жен прибор (рис. 365) для измерения весьма малых расходов
жидкости, в котором шарик 2 из магнитной коррозионно-стойкой
стали, находящейся в стеклянной трубке 3, совершает вынужден-
ные колебания вверх и вниз под воздействием электромагнитов 4,
расположенных в верхней части трубки. Поднимаясь вверх,
шарик в средней части трубки прерывает луч света, падающий от
осветителя 1 на фотоэлемент 8. Это приводит через генератор
импульсов 7 и усилительное устройство 5 к выключению электро-
магнитов, и шарик 2 падает на упор. Затем цикл повторяется.
Чем больше расход жидкости, поступающей в трубку снизу, тем
медленнее происходит падение шара и тем меньше частота его
колебаний, измеряемая прибором 6. Она равна 3 Гц при Qmax и
20 Гц при Q = 0. Расходомер, выпускаемый одной американской
618
Рис. 365 Схема расходомера
с осциллирующим шариком
Рис. 366. Мыльно-пленочный
пузырьковый расходомер
фирмой 125] имеет цифровой и аналоговый выходы. Диапазон
измерений 0,05—1000 см3/мин обеспечивается набором сменных
шариков и стеклянных трубок. Давление до 1726 кПа, темпера-
тура до 121 °C. Погрешность ±2 %.
Пузырьково-капельные расходомеры. Рассматриваемые расхо-
домеры разработаны для измерения микрорасходов газа (пузырь-
ковые) или жидкости (капельные).
Пузырьковые встречаются чаще, чем капельные. Имеются две
разновидности пузырьковых расходомеров. Первая из них осно-
вана на измерении времени перемещения пузырьков между двумя
отметками бюретки, вторая — на счете числа пузырьков. Расходо-
меры, принадлежащие к первой разновидности, обычно называют
пленочно-пузырьковыми. Они довольно широко применяются,
в частности при градуировке и поверке других расходомеров.
Устройство мыльно-пленочно-пузырькового расходомера пока-
зано на рис. 366. Внизу стеклянной измерительной бюретки 1
укреплен сосуд 4 из резины или другого материала, в котором
содержится поверхностно-активное вещество 3, например мыльный
раствор.
Газ, поступающий по трубке 2, проходит через тонкий слой
мыльного раствора и в виде пузырьков, охваченных пленкой
раствора, поднимается по бюретке 1. С помощью секундомера,
включаемого вручную или автоматически, измеряют время т
прохождения пленки между двумя отметками шкалы, находя-
щимися на достаточном расстоянии друг от друга. Расход опреде-
ляют путем деления объема бюретки между этими отметками Ук
на время т. Достигая верхней, расширенной части бюретки, пленка
разрывается и стекает в сосуд 4. Погрешность измерения расхода
зависит от точности измерения времени т и обычно ±(0,54-1,5) %.
Погрешность измерения может возрасти, если будет происходить
насыщение газа парами воды при проходе его через водяной за-
619
твор, что приведет к увеличению объема газа в измерительной
бюретке Если же газ, например углекислый, вступает в реакцию
с мыльным раствором, то это приведет к уменьшению его объема.
Поэтому надо внимательно относиться к выбору поверхностно-
активного вещества. В работе [14] рекомендуется применять
жидкости с высокой температурой кипения, например этиленгли-
коль. Там же указывается, что при правильном выборе поверх-
ностно-активного вещества погрешность измерения расхода будет
не более 0,7 %.
Предложены конструкции пленочно-пузырьковых расходоме-
ров, предназначенных для измерения расхода газа, находящегося
под повышенным (до 4 МПа) [40] и под пониженным (до
250 мм рт. ст.) давлением [23].
У пузырьковых расходомеров второй разновидности газ выхо-
дит из отверстия небольшого диаметра, над которым находится
слой жидкости высотой h Газ прорывается через этот слой в виде
отдельных пузырьков, объемы которых Уп с достаточной точностью
равны друг другу. Считая число п этих пузырьков за время,
получим объемное количество nVn прошедшего газа. Расход
определяется путем деления nVn на т. Конструкция такого расхо-
домера [21] показана на рис. 367. Газ под давлением до 20 МПа
поступает по трубке 10 и выходит из
сопла 9 в виде отдельных пузырьков
в камеру 6, заполненную жидкостью.
Далее пузырьки газа проходят через
камеру 4, частично заполненную жид-
костью, и удаляются по трубе 3.В кор*
пусе 5 камеры 6 имеются окна 8 из
оптически прозрачного материала для
пропуска луча света от осветителя 2
через фокусирующую линзу 1 на
фотоэлемент 7. Пузырек газа, пересе-
кая этот луч, частично рассеивает его
7
в
^Газ
Рис. 367. Пузырьковый расходомер
620
Рис 368 Капельный расходомер
и уменьшает освещенность фотоэлемента, а значит, и силу тока
в цепи последнего. Для заполнения камеры 6 служат глицерин,
вода, дибутилфталат и бензино-лигроиновая фракция. Они до-
статочно прозрачны и стойки в отношении испарения и уноса
пузырьками газа. Погрешность прибора ±1 %.
Как показано в работе 13], диаметр пузырька d, барботирую-
щего через слой жидкости, зависит от диаметра выходного отвер-
стия D, поверхностного натяжения о и разности плотностей
Рж — Рп жидкости и газа в соответствии с формулой d —
= [6Оа/(рж— рг) g]1/3. Диаметр d не зависит от расхода Q
если Q < QKp. Для определения QKn в работе [3] предложена
формула QKp = (л.и/6) [6Па/(рж — рг) g]2/3, где v — 0,35 м/с —
максимальная скорость подъема пузырьков.
Капельные расходомеры основаны на измерении числа п ка-
пель жидкости, вытекающих из отверстия небольшого диаметра
Объем Кк или масса тк капли зависит от взаимодействия сил
поверхностного натяжения и плотности жидкости Для точности
измерения надо, чтобы Ук или тк у всех капель были одинаковы
Изменение температуры сказывается на объеме и массе капель.
Так, изменение температуры воды на 15 °C вызывает изменение
VK и тк на 2 %.
Пример преобразователя [17] капельного расходомера жид-
кости, имеющей температуру 250 °C, показан на рис. 368 Жидкость
проходит через вентиль 8 и трубку 7, на срезе которой образуются
капли. При своем падении они пересекают луч света, идущий от
осветителя 1 на фотодиод 10 через диафрагму 2 и фокусирующие
линзы 5, укрепленные в обоймах 4. Ввиду высокой температуры
измеряемой жидкости расстояние между осветителем и фотодиодом
взято достаточно большим, равным 300 мм. Помимо этого, защит-
ные стекла 6 отделяют оптическую систему от жидкости, а фото-
диод 10 охлаждается водой, протекающей через камеру 11 Для
избежания охлаждения измеряемой жидкости в корпусе 3 имеется
нагреватель 9. При пересечении каплей луча света возникает
импульс, поступающий в схему электронного преобразователя.
Прибор предназначен для измерения очень малого расхода от
0,05 до 0,7 см’/ч пентахлорида титана. Выходной ток пропорцио-
нален количеству импульсов в единицу времени. При Qmax =
= 0,7 см3/ч ток равен 100 мкА.
621
Г л а в a 33. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА ДВУХФАЗНЫХ
ВЕЩЕСТВ
33.1. Характеристика двухфазных потоков
Двухфазные вещества могут быть трех типов: смесь
жидкости и твердой фазы, смесь газа и твердой фазы и смесь жид-
кости с газом или паром. К первым из них относятся различный
гидросмеси или пульпы. Они встречаются часто. Гидротранспорт
перемещает по трубам каменный уголь и торф, мелкоизмельченнук)
руду и горные породы, каолин и целлюлозу, калийные и кальци?
нированные соли, строительные растворы и бетонные смеси, дре-
весную и бумажную массу, различные шламы, песок, грунт и
многие другие материалы. Смесь газа с твердой фазой имеет
место при движении по трубам пылеугольного топлива и при
пневмотранспорте муки, цемента и других подобных веществ. Га-
зонасыщенная нефть и влажный пар — примеры двухфазной сме-
си третьего типа.
Измерение расхода двухфазных веществ имеет свои особен-
ности и трудности, связанные с негомогенностью состава смеси,
различием скоростей отдельных фаз, а также их концентрацией
и структурой.
Из-за негомогенмости структуры концентрация отдельных
фаз нередко меняется по длине трубы и поэтому измерение мгно-
венного расхода имеет небольшое практическое значение. В этом
случае лишь среднее значение расхода за некоторый интервал
времени может правильно характеризовать двухфазный поток.
Минимальный интервал осреднения зависит от структуры потока
и для газожидкостных веществ может достшать в некоторых слу-
чаях 90—100 с. Далее средняя скорость тяжелой фазы, как пра-
вило, меньше скорости легкой фазы. Это серьезно усложняет
определение как среднего расхода смеси, так и определение рас-
хода его отдельных фаз и приводит к необходимости различать
истинную и расходную концентрацию фаз, а также истинную и
расходную плотность смеси.
Истинная концентрация или доля одного из компонентов смеси,
Например тяжелого, — отношение объема VT или массы 7ИТ —
= Йтрт этою компонента к общему объему Vc — Vr + Кп или
общей массе Мс ~ Итрт -j- Улрл смеси соответственно в отрезке
трубы, длина которой L должна быть достаточна, чтобы обеспе-
чить правильное соотношение среднего содержания той и друюй
фазы. Здесь Ул — объем легкого компонента смеси, а рл и рг —
плотности лет кого и тяжелого компонентов. Связь между концен-
трациями обоих компонентов определяется уравнениями:
Фо = 1 — По» Фм = 1 — Пм»
где <р0 и <рм — соответственно объемная и массовая концентрации
легкого компонента; т]0 и т]м — то же тяжелого компонента.
622
Зависимости для расходных объемной б0 и массовой бм кон
центр аций тяжелого и соответственно объемной ₽0 = 1 — бо и
массовой рм = 1 — бм концентраций легкого компонента смеси
будут иметь вид:
б0 = Qt0/Qc0; бм = Qtm/Qcm;
Ро = Qno/Qco; Рм = QnM/QcM,
где Qt0, <2л0, Qc0, Qtm, <2лм, Qcm — объемные и массовые расходы
тяжелого, легкого компонентов и смеси соответственно.
Связь между истинными и расходными концентрациями опре-
деляется формулами:
бр = По^т/^с» бм — 7]тОт/цс,
Ро = ФоИл/Ис; Рм = Фт^л/Ус,
где ит, ол и ос — средние скорости тяжелого, легкого компонентов
и смеси соответственно.
Так как обычно ул > vc > ут, то расходные концентрации
б0 и бм тяжелого компонента меньше истинных т]0 и tjm, а легкого
компонента, наоборот, больше истинных, т. е. ро > Фо и Рм >
> <рм. Так, в газожидкостных потоках при значительных скоро-
стях vc смеси скорость газа v„ = (1,2-4-1,25) vc. Соответственно
<р0 = (0,8-f0,83) ро. При малых скоростях разница между ф0 и ро
еще больше.
Иногда концентрация тяжелого компонента задается по отно-
шению не ко всей смеси, а только к легкому компоненту. В этом
случае будем обозначать через т]м — массовую истинную, т|о —
объемную истинную, бм — массовую расходную и бо — объемную
расходную концентрацию тяжелой фазы.
Истинную плотность рс смеси можно определять по уравнению
Рс = Рт - Фо (Рт - Рл)> (293)
а расходную рСр — по уравнению
Рср = Рт~ Ро(рт-рл)- (294)
Вычитая последнее уравнение из предыдущего, получим рс — рСр=
= (Ро — Фо)/(Рт — Рп)» откуда следует, что расходная плотность
рСр меньше истинной рс, так как ро > фо.
Структура двухфазного потока зависит от многих обстоя-
тельств: скорости потока, диаметра трубопровода, его располо-
жения в пространстве и процентного содержания той или другой
фазы. Это особенно резко выражено для смесей жидкости с газом
или паром (рис. 369 и 370).
Если концентрация одной из фаз мала, то получим дисперсную
или пузырьковую структуру, при которой капли жидкости (или
пузырьки пара) равномерно распределены в паре (или жидкости) —
рис. 369, б, з. С увеличением доли жидкости начинается расслоение
623
Рис. 370. Структуры газо-
жидкостного потока в го-
ризонтальной трубе
Рис. 369. Структуры паро- , в)
жидкостного потока в вер- р"
тикальной трубе ' _
фаз и появление раздельного течения. При вертикальной трубе
жидкость все в большей степени располагается в виде кольцевого
слоя вдоль стенок, а в средней части еще сохраняется дисперси-
онно-капельная структура. Такую переходную структуру назы-
вают дисперсно-кольцевой (рис. 369, в). При дальнейшем увели-
чении доли жидкости в смеси наступает полностью расслоенное
течение, которое в вертикальной трубе имеет кольцевую струк-
туру (рис. 369, г), центральная часть заполнена одним паром или
газом. В горизонтальной трубе при расслоенном течении нет
кольцевого слоя жидкости. Последняя под действием сил тяжести
все в большей мере опускается вниз и движется по нижней части
трубы, а в верхней ее части перемещаются пар или газ вместе
с еще не осевшими каплями жидкости (рис. 370, а). С увеличением
скорости потока и одновременном возрастании доли жидкости на
поверхности раздела фаз начинают возникать волновые гребни
(рис. 369, г и 370, б). Они растут с увеличением скорости и начи-
нают рассекать на отдельные части поток пара или газа, движу-
щийся в центре вертикальной трубы (рис. 369, д) или в верхней
624
Части горизонтальной трубы (рис. 370, в). Так возникает пробко-
вая или снарядная структура потока (рис. 368, е и 370, г). Здесь
пар или газ перемещается в виде отдельных пробок или пузырей,
перекрывающих полностью или частично сечение трубы. Их ча-
стота (от доли 1 Гц до 4—5 Гц) зависит от скорости потока и0,
или, точнее, от числа Фруда Fr = vllgD (где g — ускорение силы
тяжести; D — диаметр трубы), и от расходного газосодержания ро.
При дальнейшем росте доли жидкости газовые пробки умень-
шается в размере, переходя частично в мелкие газовые пузыри.
Возникает пузырьково-снарядная структура (рис. 369, ж и 370, д),
которая затем переходит в пузырьковую. В вертикальной трубе
пузырьки распределены равномерно по сечению (рис. 369, з),
а в горизонтальной они движутся в верхней части (рис. 370, е).
При увеличении доли газа в смеси имеем обратную картину
перехода от жидкостного однофазного потока (рис. 370, и) к пу-
зырьковой (рис. 369, з и 370, е), пузырьково-снарядной (рис. 369, ж
и 370, д) и пробковой или снарядной структуре (рис. 369, е и
370, г). При дальнейшем увеличении газосодержания в потоке,
сопровождающемся обычно увеличением средней скорости газа,
происходит переход от пробковой структуры к расслоенному
течению, вначале с волнами на границе раздела фаз (рис. 369, г
и 370, б, в). Амплитуда этих волн уменьшается по мере увеличения
доли газа тем раньше, чем меньше средняя скорость потока, и
поверхность раздела фаз становится гладкой (рис. 370, а). Затем
наступает дисперсная структура (рис. 369, б) и при полном от-
сутствии жидкости образуется однофазный поток (рис. 369, а).
В промышленных трубопроводах наиболее распространена
пробковая структура потока. Подробнее о структуре двухфазных
потоков см. в работах [15, 18, 25].
33.2. Измерение расхода двухфазных
потоков расходомерами с сужающими
устройствами
Было выполнено много работ по применению расхо-
домеров с сужающими устройствами для измерения расхода раз-
личных двухфазных веществ: водогрунтовой смеси [24, 26],
влажного пара [1, 14, 35], смеси твердой фазы с газом [28, 37],
а также нефтегазовых и водовоздушных потоков [20]. Из этих
работ следует, что расходомеры с сужающими устройствами не
универсальное средство для измерения расхода любых двухфаз-
ных веществ, при любом соотношении легкой и тяжелой фаз. Но
эти расходомеры пригодны в определенных условиях при пра-
вильном выборе подходящего типа сужающего устройства.
Фаза, имеющая большую плотность, ускоряется в сужающем
устройстве медленнее, чем легкая, вследствие действия сил инер-
ции. Это приводит к увеличению концентрации тяжелой фазы
в начальной части сужающего устройства. Затем при дальнейшем
625
расширении потока скорость его тяжелой фазы снижается меньше,
чем легкой и первоначальная концентрация фаз восстанавли-
вается. Поэтому неправильно определять расход по известной
формуле для однофазного вещества, подставляя в нее истинную рс
или расходную рСр плотность смеси. Чем короче осевая длина,
на которой происходит ускорение потока, тем меньшая часть по-
тенциальной энергии или, иначе, перепада давления затрачивается
на ускорение тяжелой фазы. У диафрагмы эта длина минимальна.
У таких веществ, как пылеугольная смесь или влажный насыщен-
ный пар, имеющих большую разность плотностей тяжелой и лег-
кой фаз при небольшой объемной концентрации тяжелой фазы,
перепад давления почти целиком или во всяком случае в основной
своей части будет затрачиваться на ускорение легкой фазы и
почти не будет реагировать на присутствие тяжелой фазы. По-
этому диафрагма может дать хорошие результаты при измерении
сухой (более легкой) части влажного пара, что и представляет
при измерении его расхода основной интерес. Но по перепаду,
создаваемому диафрагмой, трудно судить о расходе твердой
фракции (угля, цемента и т. п.), переносимой воздушным потоком.
Для этой цели лучше всего подходит труба Вентури, имеющая
относительно длинный участок, на котором происходит сужение
потока. Сопло занимает промежуточное положение между диа-
фрагмой и трубой Вентури.
Пренебрегая небольшой начальной разницей скоростей фаз
в трубе до диафрагмы и считая, что весь перепад давления в по-
следней затрачивается только на ускорение легкой фазы, можно
получить [14] следующее уравнение для определения массового
расхода двухфазной смеси:
QM = ka.&F0 / 2рс (рх — р2), (295)
где k — (1 — т)м)“0,5; Лм — истинная массовая концентрация тя-
желого компонента; рс — истинная средняя плотность смеси х.
Эта формула справедлива, когда плотность тяжелой фазы рт
во много раз больше плотности рл легкой фазы, т. е. при рт > р0
и когда т]м не слишком велико (т]м 0,24-0,3). От известной фор-
мулы расхода для однофазного вещества она отличается лишь
множителем k, который может быть представлен в виде
k = 1 + ат|м, (296)
где
а = Пм [(1 — Пм1)— И-
При возрастании т]м от 0,02 до 0,2, т. е. в 10 раз, коэффициент а
увеличивается только от 0,5 до 0,59.
1 В одной зарубежной работе [46] со ссылкой на нашу работу [14] приве-
дена неправильная модификация формулы (295), по которой построен график за-
висимости множителя k от влажности пара цм. В связи с этим там же предлагается
для множителя k неверная формула k = 1 + 1,115 цм.
626
При рл < рт имеем рл ж рс (1 — цм) и, следовательно, Zip®'5 —
=» [рл/(1 — Лм) I0’5- Подставляя это значение ftp®'5 в формулу (295),
получим QM = <2мл/(1 — Пм), гДе
QM„ = aeFo /2рл (Pi - р2). (297)
Эта формула наглядно указывает, что при сделанных допущениях
перепад давления, создаваемый диафрагмой, затрачивается лишь
на ускорение легкой фазы. Для определения ее расхода не тре-
буется измерения т]м, т. е. степени влажности пара.
‘Справедливость формул (295) и (297) была подтверждена
опытами с влажным паром [1 ], при которых расход воды, подавае-
мой в слабо перегретый пар, и расход сконденсированного пара
определялся с помощью мерных баков. Опыты проводили на трубе
с внутренним диаметром 69 мм при давлении пара от 0,2 до 0,5 МПа
и различной влажности пара, доходившей до 50 %. Испытывались
диафрагмы и сопла с различными значениями относительной
площади т. В результате обработки данных 70 опытов с диафраг-
мами, имевшими т, равными 0,1; 0,2; 0,3 и 0,4, была получена
[14] формула для поправочного множителя
k = 1 + 0,56цм, (298)
справедливая при rjM < 0,3, т. е. при влажности пара до 30 %.
Среднеквадратическое отклонение о = 0,56 % Полученная экс-
периментально формула (298) для множителя k согласуется с тео-
ретической формулой (296) и дает среднее значение k = 0,56,
соответствующее теоретическим границам для k от 0,5 до 0,59
Обработка экспериментальных данных зарубежных опытов Чис-
холма [35] также подтверждает справедливость формулы (296).
Это видно из табл. 31, где даны значения множителя k по теорети-
ческой формуле (296), экспериментальной — (298) и работе Чис-
холма. Опыты с соплами дали менее определенные результаты.
Таким образом, для измерения расхода сухой части влажного
пара при влажности не более 20—30 % следует рекомендовать
применение стандартных диафрагм. Подобная рекомендация на
основании работ [1, 14] дана в правилах РД 50-213-80.
Таблица 31. Значения поправочного множителя k
при измерении влажного пара
Пи Значения k
по формуле (296) пи формуле (298) по Чисхолму
0,05 1,026 1,028 1,024
0,10 1,054 1,056 1,048
0,15 1,085 1,084 1,074
0,18 1,104 1,101 1,089
0,20 1,118 1,112
627
правочного множителя k от
газосодержания 0 при раз-
личных m
1 — m = 0.1 2 — т = 0,2, 3 —
т — 0,3, 4 — т = 0,5, 5 — т «=
= 0 1, С — т = 0,425
объемную концентрацию
Все сказанное справедливо также
и для смесей газа и жидкости, если
массовая концентрация последней не
превосходит 20—30 %, а значит объем-
ная ее концентрация составляет лишь
доли процента. Но обычно подобные
смеси, в частности нефтегазовые, ха-
рактеризуются обратным соотношением
фаз. В них массовая концентрация
газа составляет лишь доли процента
и поэтому газожидкостные смеси
характеризуются обычно не массовы-
ми, а объемными концентрациями фаз.
При этом значения концентраций жид-
кости и газа вполне соизмеримы друг
с другом, а в ряде случаев объемная
концентрация жидкости превосходит
газа. В этих условиях очень трудно
делать выводы о степени различия ускорения одной фазы от дру-
гой при проходе через диафрагму и остается лишь эксперименталь-
ный путь определения пригодности последней для измерения рас-
хода газожидкостных смесей при различных значениях объемных
концентраций жидкости и газа. Подобные эксперименты были
выполнены в Грозненском нефтяном институте [20]. На водо-
воздушных смесях испытывались диафрагмы с т, равными 0,1;
0,2; 0,3 и 0,5, на трубе, имевшей D = 50 мм, при давлении после
диафрагмы 0,14 МПа Объемное содержание воздуха ро равно 0,2;
0,4; 0,6; 0,8; 0,9; 0,95 и 0,98. Кроме того, испытывались диафрагмы
с т = 0,1 и т — 0,425 на нефтегазовой смеси, имевшей ро —
= 0,85, при давлении после диафрагмы 1,7 МПа.
Результаты испытаний показали, что объемный расход смеси
можно определять по формуле
Qo = toFol/ 2 Ap/Рср»
(299)
где k — поправочный множитель, зависящий от 0О, Ар/рх, т и
свойств веществ смеси; рСр — расходная плотность смеси. На
рис. 371 приведена зависимость k от 0 при различных т. Кривые
1—4 относятся к воздуховодяным, а 5—6 — к нефтегазовым
смесям. С увеличением 0О коэффициент k возрастает сначала
незначительно, а потом все более стремительно, достигая макси-
мума при ₽о = 0,95-=-0,98, после чего резко падает. Характер
кривых в этой последней части соответствует формуле (296),
из которой следует, что по мере уменьшения qM, т. е. по мере уве-
личения Ро множитель k уменьшается. Множитель k тем больше,
чем меньше т и чем больше Ар. Это связано с тем, что с увеличе-
нием Ар все сильнее проявляется разница ускорений в диафрагме
между отдельными фазами. При т 0,5 и ро в пределах от 0 до 0,6
628
коэффициент k отличается от единицы не более чем на 3—5 %.
Но увеличение отношения Др/рх приводит, на основании опытов
ГрозНИИ, к увеличению k Кроме того, k зависит от свойств
веществ смеси, так k оказался значительно меньше для нефтега-
зовых, чем для водовоз душных смесей. Таким образом, можно
сделать вывод о трудности точного измерения расхода газовоз-
душных смесей с помощью диафрагм, при сколько-нибудь значи-
тельном содержании газа в них.
Для измерения расхода смесей газа с твердой фракцией испы-
тывались различные комбинации сужающих устройств. Две из
них показаны на рис. 372 [28]. На одной из них (рис 372, а)
имеются две одинаковые трубы Вентури, через первую проходит
воздух, после чего в трубопровод подается пылеугольное топливо
или другое твердое вещество, а через вторую трубу проходит уже
двухфазная смесь В другой схеме (рис. 372, б) двухфазная смесь
проходит последовательно через диафрагму и затем через трубу
Вентури Перепад в диафрагме Дрл создается только в зависимости
от расхода легкой фазы (воздуха), чем еще раз подтверждается
справедливость формулы 297. Разность перепадов давления Ардф—
— Арл между трубой Вентури и первым сужающим устройством,
как экспериментально доказано в работе [371, пропорциональна
массовой расходной концентрации твердой фазы и перепаду Арл
АрдФ Арл = ^пбм Арл, (300)
где kn — коэффициент пропорциональности, зависящий от свойств
твердой фазы и формы сужающего устройства.
Для массовых расходов легкой <2Лм и тяжелой QT[bI фаз имеем
зависимости:
Оли = k }/ Рл Арл, Qtm — ^тм^лм,
где k — постоянная величина.
Рис. 372. Схемы измерения смеси твердой и газообразной
фаз: а — с помощью двух труб Вентури, б — с помощью
диафрагмы и трубы Веитури
629
Решая эти уравнения совместно с уравнением (300), получим
Qtm = ^2Р2л (Ардф Apn)/knQn0.
Откуда следует, что расход тяжелой фазы прямо пропорцио-
нален дополнительному перепаду давления (Дрдф — Дрл), созда-
ваемому ею, и обратно пропорционален объемному расходу легкой
фазы (воздуха) Q4o. Справедливость этого подтверждена опытами
по измерению расхода смеси воздуха с алюминиево-силикатным
порошком, имеющим плотность 2450 кг/м3 [37] Диаметр трубо-
провода D = 17 мм. Применялись трубы Вентури с т — 0,3142
и т = 0,558 и порошки разной дисперсности от 12 до 208 мкм;
концентрация порошка т]м изменялась от 0,39 до 0,89. Трубы
Вентури устанавливались как на горизонтальном, так и на верти-
кальном участках трубопровода. Значения коэффициента ka =
— 0,314-0,33 при вертикальной трубе с ходом потока снизу вверх,
и kn = 0,214-0,27 при горизонтальной трубе, причем большие
цифры соответствуют меньшим т.
Хотя ускорение тяжелой фазы в трубе Вентури и имеет место в
отличие от диафрагм, но оно невелико. Как показывает обработка
данных [37], твердые частицы проходят через горловину трубы Вен-
тури со скоростями, немного превосходящими их начальные скоро-
сти и значительно меньшими, чем скорости легкой фазы. Аналогич-
ные результаты получены и в работе [30]. Так, скорость водяных
капель размером 2—4 мм на входе в горловину трубы Вентури
была равна лишь 20—25 % от скорости газового потока 10—
35 м/с.
Перепад давления Дрд. ф в трубе Вентури и коэффициент ka
в формуле (300) зависят от размера и плотности твердых частиц.
В работе [42] рекомендуется учитывать это с помощью числа
Стокса и отношения массовой скорости частиц к массовой ско-
рости газа.
В работе [5] показана возможность измерения расхода как
легкой, так и тяжелой фазы пылеугольной смеси с помощью лишь
одного сужающего устройства, но с измерением двух перепадов
давления — одного на сужающем устройстве, а другого на участке
трубопровода длиной 2D до и (54-6) D после сужающего устрой-
ства. Авторы рекомендуют применение для этой цели сопла
четверть круга, обеспечивающего измерение расхода воздуха
с погрешностью не более ±2 %, а пыли — с погрешностью не
более ±2,5 %, при длине прямого участка трубы не менее (15±
±40) D и отсутствии отложения пыли.
Расходомеры с сужающими устройствами нередко служат и для
измерения расхода гидросмесей или пульп, особенно водогрун!о-
вых. Но здесь выводы из различных работ не однозначны, а иногда
даже и противоречивы. В качестве сужающего устройства для
измерения расхода гидросмесей или пульп применяют обычно
трубу Вентури, не имеющую мертвых зон, в которых могли бы
выпадать осадки. Учитывая возможность повышенного износа
630
твердой фракцией, особенно если она обладает абразивными свой-
ствами, в необходимых случаях, в горловине трубы Вентури по-
мещают цилиндрическую вставку из твердого материала, а иногда
при больших диаметрах внутреннюю поверхность трубы Вентури,
за исключением диффузора, покрывают с помощью клея листовой
резиной. Для защиты импульсных трубок от засорения промы-
вают их водой, непрерывно или периодически, или же применяют
гибкие разделительные перегородки из полиэтилена, тонкой ре-
зины и т. п.
В гидросмесях разница между плотностями тяжелой рт и лег-
кой рл фаз во много раз меньше, чем у других двухфазных пото-
ков. Это позволяет иногда [26] считать, что и разность скоростей
между фазами незначительна. Но чем больше размеры твердых
частиц, тем сильнее они отстают от скорости жидкости. Так,
по данным Института гидрологии и гидротехники АН УССР [24],
скорость легкой фазы и0 приблизительно в два раза выше скорости
цт тяжелой фазы. В одних работах [24 ] рекомендуется в расчетную
формулу подставлять не истинную рс, а расходную рСр плотность
смеси, в других же [26 ] брать коэффициент расхода а на 2—4 %
выше, чем для однофазной среды. То и другое увеличивает рас-
четное значение объемного расхода Qo смеси и уменьшает погреш-
ность измерения. Оценка последней у различных авторов колеб-
лется от ±2 до 4—5 %. Чтобы дать более четкие и определенные
рекомендации по определению расхода гидросмесей с помощью
труб Вентури, необходимы дальнейшие исследовательские работы.
Наряду с трубами Вентури для измерения расхода водогрун-
товых и других гидросмесей могут найти применение сегментные
диафрагмы. В работе [16] они были исследованы на трубах диа-
метром 105 и 143 мм при т от 0,5 до 0,965 и плотности гидросмеси
Рс, равной 1020; 1100 и 1200 кг/м3. Опыты показали что с увели-
чением плотности гидросмеси несколько возрастает коэффициент
расхода а (примерно на 1 % при рс — 1100 кг/м8 и на 2 % при
рс = 1200 кг/м8), при этом в формуле объемного расхода прини-
мали не истинную, а расходную плотность смеси. Опыты прово-
дили при фланцевом методе отбора давлений, причем расстояния
от точек отбора до плоскостей диафрагмы равнялись 0/8. При
угловом методе отверстия для отбора засорялись твердыми ча-
стицами.
В работе [31 ] рассмотрен метод измерения расхода водо-
песчаной смеси с помощью вертикального сопла особой формы и
параллельного измерения концентрации смеси.
33.3. Измерение объемного расхода
или скорости двухфазной среды
с коррекцией на плотность
Одновременное измерение объемного расхода или
средней скорости потока совместно с измерением его плотности
с успехом применяют для определения массового расхода одно-
631
фазных сред, а также для многокомпонентных смесей, если все
компоненты находятся в одной фазе.
Для двухфазных веществ положение осложняется различием
в скоростях отдельных фаз. Тем не менее данный метод измерения
расхода находит применение при гидро- и пневмотранспорте.
В этих случаях обычная цель измерения — определение массо-
вого расхода твердого компонента QrM, транспортируемого водой
или воздухом. Если допустить равенство скоростей тяжелого
и легкого компонентов смеси, то для определения QTm через объ-
емный расход Q0o смеси имеем зависимость
Qtm = ЛмРсФсо.
Подставляя в нее значение т]м = рт (р0 — рл)/рс (Рт — Рл), по-
лучим
Qtm — (Рс Рл) Qc0,
где k = рт/(рт — рл).
Из этого уравнения следует, что, зная плотности тяжелой
и легкой фаз, путем измерения QCo и плотности смеси рс можно
найти расход QTji твердого компонента. Данное уравнение спра-
ведливо при сильном измельчении твердого компонента, когда
его скорость нт очень близка к скорости легкой фазы нл- Для
угольного порошка, транспортируемого воздухом [45], при раз-
мере частиц 5, 10, 20, 40, 60 и 80 мкм отношение ит/цл (%) будет
соответственно равно 99,7; 29,6; 99,4; 99,2; 98,6 и 97,8. Следо-
вательно, если размер частиц не превышает 50 мкм, то скорость ут
отличается от нл не более, чем на 1 %. С увеличением диаметра
трубы и скорости потока цт становится еще ближе к цл. Но при
значительных размерах твердых частиц возникает заметное раз-
личие скоростей цт и н,, причем с увеличением концентрации
твердой фазы эта разница сперва возрастает, а затем падает [43].
В случае существенной разницы скоростей vT и цл расход Qtm
надо определять по формуле
<2тм = k (р0 — рл) QConT/t>c. (301)
Можно вместо объемного расхода смеси QCo измерять среднюю
скорость твердой фазы цт, например, с помощью корреляционного
метода. Тогда не надо знать соотношения скоростей пт/пс, и иско-
мый расход Qtm определяется по формуле
Qtm = *(рс - Рл)^т, (302)
где F — площадь поперечного сечения трубопровода.
Для определения QTm по любой из последних формул нужно
знать плотности рт и рл. Плотность легкой фазы рл — воды или
воздуха — обычно известна с достаточной точностью. Необходи-
мая же точность определения рт зависит от отношения рт/рл.
Чем это отношение меньше, тем точнее надо измерять рт. Так,
632
чтобы дополнительная погрешность измерения Qtm не была выше
1 % при рт/рл, равном 1,5; 2 и 3, надо измерять рт с погрешностью,
не превышающей 0,5; 1 и 2 % соответственно. Для угольных
пульп, имеющих рт/рл = 1,3, следует измерять рт с погрешностью
не более 0,3 % с тем, чтобы погрешность QTm не возросла более,
чем на 1 %.
Другой возможный источник погрешности — присутствие газа
в пульпе. Такую смесь надо рассматривать как трехфазную и при-
менять к ней особые методы измерения Qtm (см. гл. 34). Для из-
мерения объемного расхода QCo угольных, рудных и других пульп
нашел применение электромагнитный метод. Измерять QCo нужно
на вертикальной трубе во избежание концентрации твердой
фазы в нижней части трубы и возможного нарушения осевой сим-
метрии потока, а также равномерности электрической проводи-
мости по его сечению. Опасность этих явлений возрастает с уве-
личением размеров частиц твердой фазы
Испытания, проведенные во ВНИИгидроуголь, на вертикаль-
ной трубе диаметром 50 мм показали, что при измерении расхода
угольной, глинистой, гравийной и песчаной пульп погрешность
электромагнитного расходомера оказалась в пределах класса
прибора (±1,5 %) [29]. При горизонтальном расположении пре-
образователя расхода погрешность оказалась значительно боль-
шей и возрастающей с увеличением концентрации твердой фазы и
уменьшением скорости пульпы. Кроме того, погрешность зави-
села от расположения электродов.
Учитывая высокую абразивность многих пульп в ДонУГИ
были разработаны [21, 22] конструкции преобразователей рас-
хода со сменной внутренней гильзой из абразивостойкого непро-
водящего материала, а при больших давлениях в трубе магнитную
систему в электроизоляционном компаунде размещали внутри
корпуса преобразователя. В необходимых случаях обеспечивалась
и взрывобезопасность конструкции. В конструкциях, разработан-
ных во ВНИИгидроуголь, преобразователь имеет внутреннее
полиуретановое каучуковое покрытие.
Для измерения плотности рс угольных и рудных пульп чаще
других применяют весовые плотномеры, основанные на неболь-
шом провисании горизонтального участка трубы, имеющего упру-
гие подвески и соединенного гибкими манжетами с трубопрово-
дом. Известны конструкции весовых плотномеров СКВ САУ,
ДонУГИ [22] и Гипроуглеавтоматизации. Перемещение подвиж-
ного участка трубы преобразуется в электрический сигнал, по-
ступающий вместе с сигналом от электромагнитного преобразова-
теля расхода в счетно-решающую схему. Обычно преобразователь
плотности работает по компенсационной схеме, при которой по-
движной участок трубы возвращается в исходное положение
с помощью реверсивного двигателя, изменяющего натяжение
уравновешивающей пружины или же ток в обмотке электрома-
633
Рнс 373. Схема установки для измерения
объемного расхода угольновоздушной смеси,
концентрации твердой фазы и массового ее
расхода
гнита силовой компенса-
ции. ВНИИгидроугольдля
измерения плотности при-
менял радиоизотопный
плотномер ПР-1024П, сна-
бженный преобразовате-
лем положения движка
реохорда в сигнал по-
стоянного тока.
Для измерения расхода
смеси воздуха с твердой
фазой, в частности пыле-
угольного топлива, был ис-
следован [45] ультразву-
ковой метод. При этом частота ультразвуковых колебаний вы-
биралась небольшой, с тем чтобы получить длину волны на поря-
док больше самых крупных частиц твердой фазы. Этим избегают
ослабления акустической волны при ее рассеивании твердыми
частицами. В работе [45] акустические колебания имели частоту
40 кГц и длину волны 10 мм. На рис. 373 показана схема уста-
новки, для измерения расхода QTm твердой фракции с примене-
нием ультразвукового преобразователя расхода. Последний со-
стоит из генератора 3, двух излучающих 4 и двух приемных 14
пьезоэлементов, соединенных с фазометрическим устройством 12
и измерителем 11 объемного расхода или средней скорости потока.
Для измерения плотности имеются: источник 1 и детектор 0-излу-
чения 2, 0-счетчик 5, температурный компенсатор 6, связанный
с термопреобразователем 13, блок линеаризации 7 и измеритель
плотности или концентрации 8. Перемножение сигналов объемного
расхода и плотности дает сигнал, пропорциональный расходу QT[bI
твердой фазы, поступающий на его измеритель 10. Применение
радиоизотопного измерителя плотности необязательно. Логичнее
при ультразвуковом методе измерения расхода иметь и ультра-
звуковой корректор на плотность среды, тем более, что схемы
ультразвуковых массовых расходомеров разработаны (см. гл. 22).
При установке в трубу элементов преобразователей расхода и
плотности следует иметь в виду, что после введения твердых ча-
стиц в воздушный поток нужен участок разгона для достижения
ими установившейся скорости. Длина этого участка возрастает
с увеличением размера частиц. Для частиц не более 200 мкм длина
участка не превышает 5 м.
Вместо измерения объемного расхода смеси электромагнитным
или ультразвуковым способом можно ограничиться измерением
скорости твердой фазы с помощью корреляционного метода, рас-
смотренного в гл. 29. Применение этого метода для двухфазных
сред даже более целесообразно, чем для однофазных, потому что
нет необходимости в устройстве, создающем искусственную неод-
нородность или метки (например, тепловые) в потоке. В двухфаз-
634
ном потоке неизбежные флуктуации концентрации отдельных фаз
имеют случайный характер и могут служить для определения кор-
реляционной функции. Корреляционный метод измерения с успе-
хом применяли для измерения скорости движения твердой фазы
как при пневмотранспорте порошкообразных (мука, цемент),
так и гранулометрических сыпучих веществ, например пшеницы
[33, гл. 29 : 15], а также и для измерения расхода водопесчаной
пульпы [гл. 29 : 2]. Имеется даже работа [гл. 29 : 22] по приме-
нению корреляционного метода для измерения расхода воздухо-
водяной смеси в трубе диаметром 50,8 мм. Объемную концентра-
цию фо воздуха в смеси меняли от 0,6 до 43,6 %. При небольших
газосодержаниях (при ф0 10 %), когда воздух хорошо диспер-
гирован в воде, точность измерения объемного расхода смеси была
весьма хорошей. С помощью корреляционного метода вместе с из-
мерением скорости твердой фазы пт или объемного расхода смеси
Qco надо измерять и ее плотность. Для этой цели в упомянутых
работах применяли ультразвуковые, емкостные, ионизационные
и другие виды преобразователей плотности.
33.4. Применение расходомеров обтекания
для измерения расхода двухфазных потоков
Из большого разнообразия различных разновидно-
стей расходомеров обтекания для измерения расхода двухфазных
веществ находят применение лишь расходомеры с лопастью, вос-
принимающей динамическое давление потока. Преимущественно
они служат для измерения расхода смесей твердой и газообразной
фаз. Формы тела обтекания разнообразные. Так, для измерения
расхода пылевоздушных смесей применяли жесткий диск на упру-
гой подвеске, а также тонкую упругую пластинку, закрепленную
одним концом [38]. Для измерения расхода суспензии, имеющей
высокую концентрацию твердой фазы (до 25 % по объему), тело
обтекания имело лобовую часть полушаровой формы, переходя-
щую в конический обтекаемый хвостовик [17].
Давление на тело обтекания зависит не только от скорости v по-
тока, но и от его плотности р, зависящей от концентрации твердой
фазы. Поэтому во всех случаях, когда эта концентрация неиз-
вестна или когда она меняется во времени, нужно иметь еще и пре-
образователь плотности потока. Именно с такими условиями при-
ходится иметь дело в газожидкостных потоках. Разработанный
расходомер [41] для измерения расхода парожидкостной смеси,
работающий при давлении до 15 МПа и температуре до 300 °C
воспринимает динамическое давление круглой пластинкой, укреп-
ленной на упругой консольной балке, снабженной двумя тензо-
резисторами. Преобразователь плотности ионизационный с источ-
ником у-излучения. Для измерения расхода смеси воды и воздуха
[32 ] были испытаны как локальные диски, так и равномерно рас-
635
пределенные по всему сечению потока перфорированные пластины
и проволочные сетки, закрепленные на консольной пружине
с индуктивным преобразователем. Преобразователь плотности
ионизационный с источником излучения Cs137. Испытания про-
водили на трубе диаметром 75 мм. Максимальный расход воды
80 м3/ч, воздуха — 153 м3/ч. Наилучшие результаты оказались
при применении перфорированной пластинки с отверстиями диа-
метром 21,3 мм, расположенными на расстоянии 1,3 мм друг от
друга. При этом погрешность измерения была не выше ±5 % от
диапазона измерения. Для измерения расхода пароводяных и водо-
воздушных смесей испытывались диски обтекания не только в ком-
бинации с ионизационными преобразователями плотности, но
и с турбинными преобразователями расхода [47]. При этом для
последних применялись математические модели, учитывающие
двухфазность потока. Кроме того, были испытаны сочетания тур-
бинных преобразователей расхода и ионизационных преобразова-
телей плотности. Но результаты всех этих работ не позволяют
дать четких рекомендаций по измерению расхода пароводяных
и водовоздушных смесей.
33.5. Силовые расходомеры
Силовые расходомеры измеряют массовый расход по-
тока QM. Это дает основание для применения их при измерении
расхода двухфазных веществ. Но не все разновидности силовых
расходомеров в равной степени подходят для этого. Турбосиловые
не годятся потому, что при закручивании потока происходит сепа-
рация фаз под действием центробежной силы, изменяющая момент
сопротивления Мс. Более пригодны кориолисовы расходомеры,
в которых поток перемещается в радиальном направлении по от-
ношению к оси вращения. Но и у них вследствие разницы плот-
ностей появляется скольжение фаз как в направлении движения,
так и в перпендикулярном направлении. Степень влияния этого
скольжения на момент Мс недостаточно выявлена. Но несомненно,
что это влияние возрастает с увеличением угловой скорости.
В Львовском политехническом институте разработан кориоли-
совый расходомер РКЖГ Для измерения расхода газожидкостной
смеси [8]. Его испытания на смеси воздуха с трансформаторным
маслом дали удовлетворительные результаты при изменении объ-
емного соотношения воздуха к жидкости в пределах от 2 до 34.
Частота вращения преобразователя расходомера РКЖГ очень
большая — 3000 об/мин. В следующей конструкции счетчика
количества типа СМНГВ частота была снижена до 750 об/мин.
Значительно большее применение для измерения расхода
газонасыщенной нефти получили вибрационные кориолисовы рас-
ходомеры, работающие по схеме, показанной на рис. 199, разра-
ботанные во ВНИИКАнефтегаз. Их описание дано в гл. 18.
636
Погрешность измерения расхода водовоздушной смеси, а также
воды ±(3±3,5) %. Погрешность измерения расхода газовой
фазы выше — ±(5,54-9) %. Приборы рассчитаны на давление
до 4 МПа, температуру от 5 до 50 °C и вязкость смеси до 1,2х
X 10-4 м2/с. Допустимое отношение объемного расхода газа к жид-
кости не более 10.
Расходомеры ВНИИКАнефтегаз уже эксплуатируются в про-
изводственных условиях. При этом обнаружено влияние на пока-
зания повышения уровня жидкости в камере, где вибрирует
трубчатый преобразователь, происходящее при больших расходах.
Нормально верхняя часть камеры должна быть заполнена газом.
Кроме того, в некоторых случаях имеет место влияние посторон-
них вибраций. Ведутся работы по устранению этих недостатков,
а также снижению значительной потери давления при больших
расходах.
Кориолисовы расходомеры с непрерывным вращением ротора
нашли применение для измерения расхода цемента, песка, шлама
и других сыпучих веществ и гидросмесей. Несколько типоразмеров
таких расходомеров типа РМ разработано [12] в промышленности
строительных материалов (ВНПО «Союзавтоматстрой»). Ротор
преобразователя расхода состоит из двух дисков с вертикальной
осью, с укрепленными между ними радиальными лопатками.
Сыпучий материал или пульпа поступает сверху в центральное
отверстие верхнего диска, закручивается лопастями и одновре-
менно перемещается от центра к периферии, откуда ссыпается
в приемный желоб. Кориолисовы силы, приложенные к радиаль-
ным лопастям, создают момент сопротивления, вызывающий
закрутку противодействующей пружины. Последняя связана
с плунжером дифференциально-трансформаторного преобразова-
теля, вырабатывающего измерительный сигнал. Расходомеры
РМ-300М, РМ-400М и РМ-500М рассчитаны на пределы измерения
0—50; 0—125 и 0—200 т/ч при мощности асинхронных двигателей
3; 5,5 и 10 кВт соответственно. Эта мощность взята с дву- или трех-
кратным запасом, чтобы удерживать изменение частоты вращения
в моменты изменения нагрузки (расхода вещества) в допустимых
пределах. На специально созданной расходомерной установке
были проведены испытания этих расходомеров на воде, известко-
вом шламе, песке и молотом керамзите. Погрешность измерения
в диапазоне от 20 до 100 % шкалы не превышает ±2,5 %. Расхо-
домеры РМ предназначены для безнапорных трубопроводов.
В институте зерна (ВНИИЗ) разработан кориолисовый рас-
ходомер для измерения расхода муки, зерна, отрубей, крупок
и т. п. Непрерывно вращающаяся крыльчатка, на которую сверху
поступает сыпучее вещество, и электродвигатель имеют верти-
кальную ось. Статор последнего подвешен на трех плоских пру-
жинах. По углу поворота статора, воспринимаемому плунжером
дифференциально-трансформаторного преобразователя, изме-
ряется крутящий момент, пропорциональный массовому расходу.
637
33.6. Тепловые расходомеры
Тепловые расходомеры, как и силовые, измеряют
массовый расход QM вещества. Это благоприятствует применению
некоторых их разновидностей для измерения расхода двухфазных
потоков. Наиболее подходящи неконтактные тепловые расходо-
меры с наружным расположением нагревателя.
Уже давно [4] для измерения расхода угольной пульпы в трубе
диаметром 300 мм был применен преобразователь расхода, со-
стоящий из наружного электрического нагревателя точечного
типа с одним терморезистором, помещенным около него, и дру-
гим — установленным на ненагретой стенке трубы. Терморези-
сторы включены в плечи автоматически уравновешивающегося
моста. Испытания расходомера при скоростях угольной пульпы
от 1 до 4,5 м дали положительные результаты.
Специально для измерения расхода различных пульп, шлама,
горячего гидрогенизата и других подобных веществ в Ленинград-
ском технологическом институте (ЛТИ) был разработан тепловой
расходомер, в котором нагрев или охлаждение потока осуще-
ствляется с помощью воды или другого жидкого теплоносителя
(см. рис. 239). Такой расходомер был с успехом испытан на алю-
минатном растворе и на нефелино-известковой пульпе. Расходо-
меры с вспомогательным теплоносителем особенно целесообразны
для кристаллизирующих веществ.
Работы, проведенные в ЛТИ, доказали возможность с помощью
термоконвективных тепловых расходомеров с наружным располо-
жением нагревателя и термопреобразователей измерять массовые
расходы газожидкостных смесей при небольшом давлении в тру-
бопроводе. В этих условиях плотность газовой фазы во много раз
меньше плотности жидкости и массовый расход смеси определяется
практически лишь массовым расходом жидкой фазы. Опыты про-
водили [10] на трубе диаметром 50 мм. Максимальный расход
воды был 15 т/ч, а воздуха — 60 м®/ч. Расходное газосодержание
изменяли от 0 до 0,98. При турбулентном режиме движения по-
грешность измерения массового расхода не превышала 2,5 %
от предела шкалы. Но по мере увеличения давления, а следова-
тельно, и плотности газа последний будет влиять на показания
прибора. В этом случае для возможности отдельного определения
расхода жидкой и газовой фаз надо в дополнение к тепловому
расходомеру иметь еще другой расходомер, измеряющий объемный
расход, или плотномер, измеряющий плотность смеси.
33.7. Флуктуационный метод измерения
расхода двухфазных потоков
Флуктуационный метод измерения расхода двухфаз-
ного или двухкомпонентного потока основан на измерении интен-
сивности флуктуаций какого-либо параметра потока, обычно его
плотности, зависящей от расхода потока.
638
В двухфазных или двухкомпонентных потоках распределение
отдельных фаз или компонентов носит случайный характер. Если
в таком потоке выделить контрольное сечение или контрольный
объем между двумя сечениями и измерять плотность или другую
величину, характеризующую соотношение фаз в этом сечении
или объеме, то можно обнаружить непрерывные флуктуации этой
величины вокруг некоторого среднего значения.
Назовем интенсивностью [/ф этих флуктуаций величину,
определяемую формулой
иф = fAc,
где f — частота флуктуаций; Ас — среднее значение амплитуды
сигнала при каждой единичной флуктуации соотношения фаз.
С увеличением скорости или объемного расхода потока частота f
и интенсивность 1)ф флуктуаций плотности или другого параметра,
характеризующего соотношение фаз, будут возрастать. Но, кроме
того, частота и интенсивность флуктуаций будет зависеть от
средней концентрации фаз, например твердой фазы в пульпе.
С увеличением этой концентрации будет возрастать число (или
объем) твердых частиц, проходящих в единицу времени через
контрольное сечение или контрольный объем.
В простейшем случае, когда концентрация фаз не меняется
(или она известна), то достаточно измерять только интенсив-
ность или частоту флуктуации, чтобы получить суждение о рас-
ходе. Если скорость или расход измеряются или они постоянны,
то путем измерения флуктуации можно судить о средней концен-
трации фаз в потоке. Точность такого рода измерений будет опре-
деляться степенью близости корреляционной зависимости интен-
сивности или частоты флуктуаций от скорости и средней концен-
трации к зависимости функциональной и, кроме того, от стабиль-
ности физических свойств компонентов потока, в частности гра-
нулометрического состава твердой фазы. Таким путем измерялся
расход ферромагнитной пульпы, а также сыпучих диэлектриче-
ских материалов. В первом случае при движении пульпы проис-
ходит изменение магнитного сопротивления магнитопровода пре-
образователя расхода [11]. В результате возникает изменение
магнитного потока и индуктирование ЭДС в измерительной
обмотке. Частота флуктуации ЭДС при испытании расходомера на
рудообогатительной фабрике оказалась связанной тесной корре-
ляционной зависимостью с расходом пульпы. Показания измери-
тельного прибора пропорциональны частоте флуктуации ЭДС.
Погрешность измерения расхода около 6 %.
Для измерения расхода сыпучего диэлектрического материала
служит емкостный преобразователь, переменная составляющая
тока в цепи которого — следствие флуктуации отдельных ком-
понентов материала. При этом на нагрузочном сопротивлении
возникает переменное напряжение, которое и измеряется. Погреш-
ность измерения расхода 5 % [23]. Емкостные преобразователи
639
Рис. 374 Зависимость вы-
ходного сигнала (флук-
туация плотности) расхо-
домера водопесчаной сме-
си от ее скорости v и объ-
емной концентрации пе-
ска т]т0:
1 — 5,47 %, 1 — 2.8 %, 3 —
1,73 %, 4 — 0,67 %
применяют также для измерения кон-
центрации нерастворенного газа в воде.
Во многих случаях для измерения рас-
хода гранулированных или порошкооб-
разных материалов при пневмотранспор-
те [34 ] применяют также емкостные пре-
образователи расхода, воспринимающие
флуктуацию диэлектрической проница-
емости смеси.
Для измерения концентрации жира,
диспергированного в электропроводной
эмульсии моющего состава при постоянном
расходе смеси, в одной зарубежной работе
был применен кондуктометрический пре-
образователь с двумя стержневыми элек-
тродами.
Приведенные примеры — простейшие
случаи применения флуктуационного ме-
тода. Если же изменяются и расход, и кон-
центрация смеси, то надо помимо измере-
ния интенсивности флуктуаций соотноше-
ния фаз в контрольном сечении выпол-
нять еще и другое измерение, позволя-
ющее судить или о скорости, или о средней
концентрации одной из фаз. Проще всего измерять скорость дви-
жения корреляционным методом. Для этого на некотором расстоя-
нии L друг от друга устанавливаются преобразователи (емкостные,
кондуктометрические и т. п.), реагирующие на тот или другой
параметр, характерный для данной смеси. Одновременно одна пара
этих преобразователей, установленных друг против друга, служит
для измерения флуктуации этого параметра. Подобный метод
измерения расхода может быть назван флуктуационно-корреля-
ционным методом. Он был исследован сотрудниками Бредфордского
университета в Англии. В работе [33] с помощью ультразвуковых
преобразователей получена следующая зависимость показаний
прибора М, измеряющего интенсивность флуктуации водопесча-
ной смеси от объемной концентрации песка т]То, среднего размера
частиц d (мкм) и скорости смеси v (м/с): М = ^г]^8зс10’22и0'78>
где k — 0,27 (%)-1 (мкм)-1 м-1-с — постоянная. На рис. 374 по-
казана зависимость показаний М (мВ) от скорости смеси при
различных концентрациях т]То. Средний размер частицй? — 330мкм,
плотность песка 1,65 г/м3, диаметр трубы 28 мм.
Возможны и другие разновидности флуктуационного метода,
применяемые при измерении расхода нефтегазовых смесей (см.
гл. 34).
Г л а в a 34. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА ТРЕХФАЗНЫХ
И ТРЕХКОМПОНЕНТНЫХ ВЕЩЕСТВ
34.1. Общая характеристика
Трехфазное вещество, например газированная
пульпа, — смесь твердой, жидкой и газообразной фаз. Так,
пульпа после флотационных машин и сгустителей на обогатитель-
ных фабриках обычно содержит газ. Его объемное содержание <рр
2—6 %, а иногда и выше. Пренебрежение указанным газосодер-
жанием в газированной пульпе может привести к большой по-
грешности измерения. Кроме того, необходимо учитывать сколь-
жение между отдельными фазами, имея в виду, что скорость ит
твердой фазы меньше скорости жидкости пж, а скорость последней
меньше скорости газа ит, если последний не диспергирован в ней.
Средняя скорость п0 и средняя плотность рс трехфазной смеси
определяются по уравнениям!
»С = ФА + ФЛ + [ 1 — (фт + Фг)1 О»;
Рс = ФтРт + ФгРр + [1 — (фт + фг)] Рж,
где фт и <рг — соответственно объемные концентрации твердой
и газовой фаз; рт, рг и рж — соответственно плотности твердой,
газовой и жидкой фаз.
Откуда следует уравнение для определения концентрации
твердой фазы
Фт = [(Рс ’ Рж) “Ь фр (Рж Рг)]/(Рт Рж)- (303)
Если рж » р„, то
Фт — [Рс Рж (1 фг)]/(Рт Рж)- (304)
Массовый расход твердой фазы QT„ можно определить в зави-
симости от объемного расхода смеси Q0(J по уравнению
Стм “ СосФтРт^т/^с- (305)
Кроме измерения трехфазной смеси, надо измерять и трех-
компонентную двухфазную смесь, в частности сырую нефть, по-
ступающую из скважины. Ее жидкая фаза состоит из двух компо-
нентов: нефти и воды. Причем требуется знать расходы отдельных
составляющих смеси и прежде всего нефти и газа.
Измерение расхода трехфазных и трехкомпонентных веществ —
достаточно сложная задача, для решения которой требуется боль-
шее число измерительных приборов, и более сложные измеритель-
ные схемы. Некоторые из них рассматриваются далее.
21 П. П. Кремлевский 641
34.2. Измерение пяти параметров
трехфазной смеси в двух сечениях потока
На рис. 375 показана схема устройства для измере-
ния расхода газированной пульпы серного концентрата, разра-
ботанная Львовским политехническим институтом [6]. Схема
включает пять измерительных первичных преобразователей. Три
из них — преобразователи расхода 1, плотности 2 и давления 7 —
установлены в сечении А—А. На достаточном расстоянии I от
последнего в сечении Б—Б размещены преобразователи расхода 3
и давления 4. Сигналы от всех пяти преобразователей поступают
на вычислительное устройство 6, на выходе которого имеется из-
меритель серного концентрата 5.
Разность между объемными расходами Q6 — Qa в сечениях
А—А и Б—Б зависит от расширения газовой фазы при умень-
шении давления от ра до рб. Тогда при некоторых допущениях
получим уравнение для определения концентрации газа <рр в се-
чении А—А
Фи = (Сб Qa) Рб/Qa (Ра Рб)-
Решая это уравнение совместно с уравнениями (304) и (305),
получим выражение для определения массового расхода твердой
фазы
Qtm — [Рт/(рт Рж)] [Qa (Рс Рж) “Ь (Qo Qa) Рб/(ра Рб)1»
которое справедливо при отсутствии скольжения отдельных ком-
понентов, т. е. при равенстве их скоростей. Из этого уравнения
следует, что Qtm при известных плотностях рт и рж определяется
путем измерения пяти величин: Qa, Q6, р0, ра, рб. Для учета от-
носительного движения компонентов пульпы в вычислительном
устройстве 6 предусмотрен особый блок. Поправка, вводимая
им, основана на эмпирических данных, справедливых для мелко-
измельченного серного концентрата, указывающих, что сколь-
жение твердой фазы порядка 3—5 % Схема была реализована и
испытана на горно-химическом комбинате. Были применены два
электромагнитных преобразователя расхода и радиоизотопный
преобразователь плотности. Промышленные испытания всего
устройства показали, что
предельная приведенная
погрешность измерения
Qtm не превышает 4 %.
Рис, 375. Схема устройства
для измерения расхода твер-
дого компонента в газирован-
ной пульпе
642
Возможно применение и несколько видоизмененной схемы,
в которой в сечении Б—Б вместо второго преобразователя расхода
устанавливается второй преобразователь плотности.
34.3. Измерение объемного расхода,
плотности и концентрации газированной
пульпы
В некоторых случаях для измерения расхода твер-
дой фазы в газированной пульпе достаточно иметь лишь три пре-
образователя: объемного расхода пульпы, ее плотности и концен-
трации одной из фаз. Такой метод разработан [3] во ВНИИгидро-
уголь. Объемный расход QCo определяется с помощью электро-
магнитного расходомера, а плотность смеси рс — с помощью
радиоизотопного плотномера ПР-1024П, снабженного преобразо-
вателем положения движка реохорда в сигнал постоянного тока.
Третий, кондуктометрический преобразователь типа КК, раз-
работанный во ВНИИгидроуголь, измеряет отношение сопротивле-
ния пульпы к сопротивлению жидкой фазы. Такой способ удобен,
когда твердая фаза имеет значительно меньшую электрическую
проводимость, чем жидкость. Заметим, что пузырьки газа будут
оказывать на кондуктометрический концентратомер почти такое же
воздействие, как и равные им по объему частицы твердой фазы.
Поэтому концентратомер будет измерять объемную концентрацию
жидкости <рж или суммарную объемную концентрацию твердой
и газовой фаз <рт + <рг = 1 — <рж.
Из уравнения (303) следует, что
фтРт = Рс — (Рж + ФгРг) + (фт + Фг) Рж-
Подставляя это значение <ртрт в уравнение (305), получим
Qtm = Qc0 (Рс (Рж “Ь ФгРг) “Ь (фт “Ь Фг) Рж] »т/»о-
Так как рг рж, а фг < L то с большой степенью точности
Рж + ФгРг « Рж- Тогда предыдущее уравнение принимает вид
<2тм = Qc0 [(Рс — Рж) + (фт + Фг) Рж] Vt/Vc-
Это уравнение лежит в основе метода, реализованного во
ВНИИгидроуголь. В схеме предусмотрено введение поправки на
отношение скоростей твердой фазы ит и смеси vc. Отношение от/ис
принимается постоянным для данного вида пульпы. От скорости
гидросмеси и0 оно сравнительно мало зависит.
Вычислительное устройство суммирует сигналы плотномера
рс и концентратомера (<рт 4- <рг) с учетом плотности жидкости рж,
преобразует эму сумму в частоту и затем в последовательность
прямоугольных импульсов, частота которых умножается на сиг-
нал расходомера QCo, предварительно также преобразованный
в частоту. При настройке вычислительного устройства учиты-
21* 643
ваются коэффициенты преобразования и принятое отношение
ит/и0, поэтому счетчик показывает в тоннах количество прошедшего
твердого вещества.
Система реализована на трубах диаметром 300 мм, при рас-
ходах газированной пульпы 800—1500 м3/ч, объемной концентра-
ции твердой фазы до 30 % и давлении 6,4 МПа. Основная погреш-
ность измерения массы твердого вещества за время не менее 1 ч
не превосходит ±3 %.
34.4. Применение нескольких расходомеров
с селективными свойствами для измерения
расхода многофазных и многокомпонентных
веществ
Имеются предложения [7] измерять расходы много-
фазных или многокомпонентных веществ с помощью нескольких
последовательно установленных расходомеров, обладающих се-
лективными свойствами и вычислительного устройства, опреде-
ляющего на основе показаний этих приборов расходы отдельных
компонентов. Так, с помощью кориолисового, камерного и тепло-
вого расходомеров, реагирующих соответственно на массовый QM,
объемный Qo и тепловой ccQM расходы (где сс— средняя теплоем-
кость 1 кг смеси) можно, зная плотности и теплоемкости отдель-
ных компонентов трехфазного потока, например, состоящего из
нефти, газа и воды, определить их расходы. Точность такого опре-
деления будет тем выше, чем сильнее плотности и теплоемкости
отдельных компонентов отличаются друг от друга. Заметим, что
теплоемкости воды и нефти отличаются почти вдвое.
Имея лишь два расходомера для измерения массового QM и
объемного Qo расходов, можно определить расходы двухфазной
газожидкостной смеси.
Решая систему уравнений!
Qm = Сжм ~Ь QrM? Qo — Сжм/Рж “Ь QrM/Pr>
найдем массовые расходы жидкости Q»m и газа Q^i
Сжм — Рж (Qm РгСо)/(Рж Рг)>
QrM = Рг (РжСо См)/(Рж Рг)1
При отсутствии надлежащего прибора для измерения массо-
вого расхода QM иногда применяют вместо него расходомер другого
типа. Так, в Грозненском нефтяном институте были проведены
опыты по применению шестеренчатого счетчика совместно с рас-
ходомером с диафрагмой для определения расхода отдельных
компонентов воздуховодяной смеси. Погрешность определения
суммарного объемного расхода последней с помощью шестерен-
чатого счетчика не превышала ±3 %. Имея значения Qc по по-
казаниям счетчика и перепада давления Др на диафрагме, опреде-
644
ляли по уравнению (299) расходную плотность смеси р0 , прини-
мая вначале значение множителя k = 1. Потом исходя из фор-
мулы (294) находили газосодержание 0О по уравнению 0О =
=(рж — Рср)/(рж — рг). Зная 0, по рис. 371 находили k, затем
по уравнению (294) — уточненное значение рс и далее уточненное
значение 0О. Так продолжали, пока разница между соседними
значениями 0О не стала меньше наперед заданной величины.
Зная Qo и 0О, находят объемные расходы жидкости Qm и газа Qp
по формулам!
Qm — Qo (1 0о); Qu= Qo0o-
Точность такого определения Q® и Qr во многом зависит от
степени точности поправочного множителя k в уравнении (294).
При испытании этого метода на нефтегазовой смеси выясни-
лось, что погрешность определения только объемного расхода
смеси с помощью лопастного счетчика оказалась слишком высо-
кой, достигавшей ±5 % и более. Это можно объяснить тем, что
растворимость газа в нефти, зависящая от давления, значительно
больше, чем растворимость воздуха в воде.
34.5. Измерение расхода многофазных смесей
с помощью ядерно-магнитного резонанса
Возможность применения ядерно-магнитного резо-
нанса для измерения расхода жидкости, находящейся в много-
фазной среде, основана или на существенном различии содержа-
ния протонов в отдельных фазах, или же на сильном различии их
времен релаксации (постоянных времени). Так, при небольших
давлениях газожидкостной или парожидкостной среды, когда
плотность газа или пара мала по сравнению с плотностью жид-
кости, их вкладом в сигнал ядерного магнитного резонанса можно
пренебречь. Влияние же протонов твердой фазы может не ска-
зываться вследствие сильного различия времен релаксации [2].
34.6. Флуктуационный метод измерения
расхода нефтеводогазовых смесей
Нефтеводогазовый поток, идущий из промысловых
скважин, — двухфазная трехкомпонентная смесь. Характерная
структура такого потока при наиболее часто встречающемся
пробковом или, иначе, снарядном режиме течения показана
{13, 15] на рйс. 376, а. Основная часть газовой фазы в виде от-
дельных пробок движется со скоростью иг. Флуктуация плотности
смеси, вызванная движением этих пробок, имеющая частоту по-
рядка нескольких герц, показана на рис. 376, б. Остальную
часть потока занимает жидкая фаза, состоящая из нефти с вклю-
ченными в нее неоднородностями в виде капель воды и мелких
газовых пузырёй, движущаяся со скоростью иж. Флуктуация
645
Рис. 376. Нефтегазовый поток при снарядном режиме течения: а — структура
потока; б — флуктуация плотности потока, вызываемая неоднородностями, на-
ходящимися в жидкости; в — суммарная флуктуация плотности потока; г —
суммарная флуктуация плотности потока
плотности смеси, зависящая от этих неоднородностей, имеет боль-
шую частоту, измеряемую десятками герц (рис. 376, в). Суммарная
флуктуация плотности потока показана на рис. 376, г. Измеряя
с помощью плотномера низкочастотную флуктуацию плотности
смеси, можно судить о скорости газовой фазы пг, а путем измере-
ния высокочастотной флуктуации — о скорости жидкой фазы пж.
Для перехода к объемным расходам газа Qr и жидкости Q}K надо
измерять еще среднюю плотность смеси Qc в любом сечении по-
тока. Имея рс и зная плотности жидкости рж и газа рг, по формуле
(293) найдем истинную объемную концентрацию газа <р„
фр = (Рж Рс)/(Рж Рг) (Рж Ро)/рж- (306)
Тогда
Q, = S<pryr; (307)
Сж = <S (1 <рг) иж, (308)
где S — поперечное сечение трубопровода.
На рис. 377 показана принципиальная схема устройства,
поясняющая реализацию рассматриваемого метода. С помощью
радиоизотопных или ультразвуковых преобразователей 1 и 3
измеряются плотности потока в сечениях а—а и б—б, отстоящих
друг от друга на расстоянии Д/, а с помощью преобразователя 2
измеряется средняя плотность рс в объеме, расположенном между
этими сечениями. Если измерительная аппаратура настроена
на измерение только низкочастотных колебаний плотности
(рис. 376, б), то скорость изменения плотности dpddt в объеме
между сечениями а—а и б—б будет определяться уравнением
dpc/dt =иг(Дрдг/Д/),
где Ардг = рб — ра — приращение плотности на пути Д/.
Откуда определяем скорость газовой фазы vc
vp = (йр0/Л)/(дРдг/дО-
Аналогично определяем скорость жидкостной фазы пж, если аппа-
ратура отрегулирована на измерение только высокочастотных
колебаний (рис. 376, в).
646
Если с помощью преобразователя 1 измерять плотность в се-
чении а—а через интервал времени Д/, необходимый для пере-
мещения среды из сечения а—а в сечение б—б, определяемый
уравнением Д/ = Д//иг, то найденное таким путем изменение плот-
ности за время Д/ будет равно изменению плотности Дрдг
на участке пути Д/, т. е. Д/Д1 = Дрдг. Тогда предыдущее урав-
нение примет вид
= (dpc/d^)/(dpAi/AZ).
Для определения времени Д/ можно применить итерационный
процесс, описываемый далее. В этом случае отпадает необходи-
мость в применении преобразователя 3.
Производная dp^dt по времени от плотности в объеме между
сечениями а—а и б—б пропорциональна производной dptjdt
по времени от плотности в сечении а—а, т. е.
dpddt — k (dpiJdf),
где k — коэффициент пропорциональности, не зависящий от
формы потока и его скорости.
Это равенство, справедливость которого экспериментально
проверена для пузырькового снарядного и дисперсно-кольцевого
режимов течения, позволяет отказаться от преобразователя 2 и
иметь лишь один преобразователь 1.
Из предыдущих двух уравнений следует, что
t»P = (k dp&/dt)/(&pt,t/M).
Учитывая знакопеременный характер флуктуаций плотности,
целесообразно перейти к измерению средних квадратов всех ве-
личин, входящих в последнее уравнение. Тогда получим
vl = [fc (dpa/dt)/( Дрд,/Д/)]2.
Считая, что скорость потока не изменяется за время измере-
ния, имеем
vl = k* (dpJdtyWplt/dl*). (309)
При первом шаге итерационного процесса исходя из мини-
мально возможного значения скорости
Д/ = Д4 = Д//Дот1п и измеряем соот-
ветствующее этому времени прираще-
ние Дрд?. Подставляя это значение
в уравнение (309) и имея измеренное
значение (kdpjdt)2, найдем первое при-
ближенное значение vl. Разделив Д/2
на vl, получим второе приближение Д/2
и время Д^г- Такую процедуру про-
должаем, пока разница между сосе-
дними значениями квадрата скоро-
сти vln — vl не станет меньше напе-
ред заданного числа, определяемого
из условия достижения требуемой
точности измерения скорости vv.
Ущщ задаемся временем
Рис. 377. Схема размещении
трех преобразователей плот-
ности прн флуктуационном
методе измерения расхода
нефтегазовой смеси
647
Рнс. 378. Схема устройства флук-
туационного расходомера для изме-
рения отдельных компонентов (неф-
ти, газа, воды) смеси
Таким же путем измеряется и ско-
рость жидкости иж.
Принципиальная схема устрой-
ства флуктуационного расходо-
мера, обеспечивающая измерение
отдельных компонентов нефтега-
зовой смеси показана иа рис. 378.
Схема работает лишь с одним ис-
точником 1 и одним приемни-
ком 2у-излучения, создающим сиг-
нал средней плотности смеси рс,
поступающий в три измеритель-
ных блока 3—5. Блок 3, рассчи-
танный на измерение низкоча-
стотных колебаний плотности
(см. рис. 377, б), будет давать
в соответствии о итерационной
схемой измерения значение ско-
рости газа по формуле (307). Аналогичным образом блок 5, реа-
гирующий на высокочастотные колебания плотности (см.
рис. 376, в), будет давать скорость жидкости пж. Блок 4 служит
для определения истинной объемной концентрации газа <рг по
формуле (306). В него необходимо ввести значение плотности жид-
кости рж. В общем случае, когда жидкость есть смесь нефти и
воды, в блок 4 надо ввести значения плотности нефти рн и воды рв.
Зная плотность смеси рс и имея рн и рв, плотность рж можно опре-
делить по формуле
Рж = Рн “Ь (Рв Рн) Рс/Рв'
При этом блок# будет служить для определения не только
объемной концентрации газа <рг, но и объемной концентрации нефти
<рв в жидкой фазе по формуле
фн ~ (рв Рж)/(рв Рн)>
аналогичной формуле (306).
Блок 6 служит для определения объемного расхода газа Qp
по формуле (307). Если он получает информацию не только о v„
и фг, но и о давлении р и о температуре газа I, то он приводит
расход Qr к нормальным условиям Q“-
Блок 8 определяет объемный расход жидкой фазы Qm по фор-
муле (308), а блок 7 — объемный расход нефти QB по формуле
Qh — ФвСж-
Рассмотренный флуктуационный метод измерения расхода
нефтегазовых потоков был с положительными результатами испы-
тан как в стендовых, так и в производственных условиях. Источ-
ником излучения был изотоп Cs137. Приемник излучения содержал
сцинтилляционный кристалл Nal(Te) размером 30x40 мм, фото-
648
электронный умножитель ФЭУ-54, стабилизированный источния
питания, формирователь и устройство согласования с линией
связи.
34.7. Измерение расхода магнетита
в железорудной пульпе
Железорудная пульпа — многокомпонентная смесь,
состоящая из жидкости и твердой фазы. В последнюю входит
магнетит (FeO, Fe2O3) и прочие магнитные компоненты (Fe2O3,
FeCO3). Пульпа абразивна и склонна к седиментации.
Интерес представляет массовый расход магнетита QM, который
можно найти по формуле
Qm = РмФмСс (^м/ус)-
где рм — плотность магнетита; <рм —• объемная концентрация или
содержание магнетита в пульпе; Qc — объемный расход пульпы;
ам/цс — отношение средних скоростей магнетита и пульпы. Это
отношение можно найти экспериментально, измеряя среднюю
плотность пульпы рс, а также расходы пульпы и твердой фракции
за некоторый промежуток времени и принимая скорость пм рав-
ной скорости пульпы.
Таким образом, для нахождения расхода магнетита QM надо
помимо рм и Qc знать объемную концентрацию магнетита <рм
в пульпе, представляющую собой отношение объема магнетита
в данном объеме пульпы Vc к самому объему пульпы Vc, так
что <р„ = Ум/Ус-
Зная фм, можно определить и массовое содержание магнетита
в пульпе по формуле
Ям — Фм (Рм/Рс)»
а также и массовое содержание магнетита т]мт в твердой фазе
(железорудном сырье).
Как показано в работе [9],
Лмт — Фм (Рм/Рт) (Рт Рл)/(Рс Рл)»
где рм, рт и Рс — средние плотности магнетита, твердой фазы,
жидкой фазы и пульпы соответственно.
Объемное содержание <рм магнетита в пульпе функционально
связано с магнитной проницаемостью или магнитной восприимчи-
востью пульпы. Для измерения последней в Львовском политех-
ническом институте разработано устройство, [9], схема которого
показана на рис. 379. Катушки возбуждения магнитной системы
питаются от выпрямителя 12 и стабилизатора 11. Магнитная цепь
преобразователя состоит из трех ветвей: преобразующей 3, между
полюсами 2 которой проходит пульпопровод 1 компенсационной
ветви 5 и ветви сравнения 4. При отсутствии пульпы магнитные
потоки Фа в ветви 3 и Фк в ветви 5, направленные навстречу,
649
Рис. 379. Схема преобразователя
магнитной проницаемости
Рнс. 380. Схема измерения содержания
магнетита в твердой фазе
равны друг другу. Тогда в ветви сравнения 4 поток Фс = Фп —
— Фк = 0. При необходимости равенство Фп = Фк можно полу-
чить, регулируя сопротивление 1, шунтирующее одну из катушек
возбуждения. При появлении ферромагнитной пульпы магнитный
поток Фп в ветви 3 увеличивается, и в ветви сравнения 5 возни-
кает магнитный поток Фо = Фп — Фк, что вызывает появление
ЭДС в обмотке на каркасе 6, находящемся в воздушном зазоре
ветви 4 и вращаемом электродвигателем. С помощью щеточного
контакта и коллектор а-демодулятор а 7 переменная ЭДС преоб-
разуется в пульсирующую, сглаживаемую фильтром. Постоян-
ный ток ZK после прохода через усилитель 8 поступает в компен-
сационную катушку 10, усиливая магнитный поток Фк в ветви 5,
пока не наступит электромагнитное уравновешивание Фк = Фп.
Кроме того, ток ZK поступает в вычислительное устройство 9,
которое по величине 1К определяет объемную концентрацию маг-
нетита в пульпе.
Имеется и другая схема измерения содержания магнетита
в твердой фазе т]Мт, показанная на рис. 380. Она основана на
пондеромоторном методе контроля магнитной восприимчивости
пульпы [19]. Участок трубопровода 2 с пульпой взвешивается
сначала в гравитационном поле, а затем еще и в противодействую-
щем ему поле постоянного магнита 1. Работа схемы управляется
блоком программного реле 4, в который входят командо-аппа-
рат 5 и управляемые им ключи 6—9. Схема позволяет измерять не
только т]Мт, но и плотность пульпы р0. В этом случае коммута-
тор 13 отключает от сети источник 14 питания магнита 1, а ключ 6
выключает следящую систему измерительного прибора 10 типа
ВФС и затормаживает его. Измерительный сигнал от преобра-
зователя 3, входящего в систему плотномера с астатическим урав-
650
новешиванием, через ключ 9 поступает к прибору 12 типа ВФС.
Сигнал 5Х = ki (рс — рл), где рл — плотность легкой фазы (воды);
/гх — коэффициент пропорциональности. При переходе на ре-
жим измерения г]мт коммутатор 13 подключает источник пита-
ния к магниту 1, а ключ 7 выключает следящую систему при-
бора 12 и этим затормаживает его. Теперь измерительный сиг-
нал 5а от преобразователя 3 через ключ 8 поступает к прибору 10.
С помощью преобразователя 11 типа ПЭФ сигнал' 5а делится на
сигнал Slt поступающий от заторможенного прибора 12 и на вы-
ходе прибора получается сигнал 5=1 — kr^, где k — коэффи-
циент пропорциональности. Длительность интервала измерения
можно изменять от 5 до 120 с. Устройство, отградуированное на
пределы измерения т]мт от 17 до 50 %, успешно испытывалось на
одном горнообогатительном комбинате. Средняя квадратическая
погрешность измерения т]Мт была около 1 % [191.
Значения коэффициента расхода а и произведения ат
№ п/п та т Re = 10* Re = 2-104 Re = 3-104 Re =
а та а та а та а
1 0,0025 0,05000 0,6031 0,03015 0,6022 0,03011 0,6018 0,03009 0,6015
2 0,0030 0,05477 0,6035 0,03305 0,6025 0,03300 0,6020 0,03298 0,6017
3 0,0040 0,06325 0,6041 0,03821 0,6029 0,03812 0,6025 0,03811 0,6021,
4 0,0050 0,07071 0,6049 0,04277 0,6035 0,04267 0,6030 0,04263 0,6025
5 0,0100 0,10000 0,6084 0,06084 0,6062 0,06062 0,6054 0,06054 0,6046
6 0,0200 0,14142 0,6145 0,08690 0,6112 0,08644 0,6099 0,08625 0,6080
7 0,0300 0,17321 0,6206 0,1075 0,6164 0,1068 0,6148 0,1064 0,6133
8 0,400 0,20000 0,6265 0,1253 0,6214 0,1243 0,6195 0,1239 0,6177
9 0,0500 0,22361 0,6321 0,1413 0,6263 0,1400 0,6240 0,1395 0,6220
10 0,0600 0,24495 0,6377 0,1562 0,6311 0,1546 0,6285 0,1539 0,6263
11 0,0700 0,26458 0,6431 0,1701 0,6358 0,1682 0,6330 0,1675 0,6305
12 0,0800 0,28284 0,6485 0,1834 0,6405 0,1812 0,6374 0,1803 0,6347
13 0,0900 0,30000 0,6538 0,1961 0,6451 0,1935 0,6418 0,1925 0,6388
14 0,1000 0,31623 0,6589 0,2084 0,6496 0,2055 0,6461 0,2043 0,6429
15 0,1100 0,33166 0,6641 0,2203 0,6542 0,2170 0,6504 0,2158 0,6470
16 0,1200 0,34641 0,6693 0,2319 0,6588 0,2282 0,6547 0,2268 0,6511
17 0,1300 0,36056 0,6745 0,2432 0,6633 0,2392 0,6591 0,2376 0,6552
18 0,1400 0,37417 0,6796 0,2543 0,6679 0,2500 0,6634 0,2482 0,6593
19 0,1500 0,38730 0,6847 0,2652 0,6724 0,2604 0,6677 0,2586 0,6634
20 0,1600 0,40000 0,6899 0,2760 0,6770 0,2708 0,6720 0,2688 0,6676
21 0,1700 0,41231 0,6950 0,2866 0,6815 0,2810 0,6764 0,2789 0,6717
22 0,1800 0,42426 0,7002 0,2971 0,6861 0,2911 0,6807 0,2888 0,6756
23 0,1900 0,43589 0,7053 0,3074 0,6907 0,3011 0,6851 0,2986 0,6800
24 0,2000 0,44721 0,7105 0,3177 0,6953 0,3109 0,6894 0,3083 0,6842
25 0,2100 0,45826 0,7157 0,3280 0,6999 0,3207 0,6939 0,3180 0,6884
26 0,2200 0,46904 0,7209 0,3381 0,7046 0,3305 0,6983 0,3275 0,6927
27 0,2300 0,47958 0,7261 0,3483 0,7092 0,3401 0,7027 0,3370 0,6969
28 0,2400 0,48990 0,7314 0,3583 0,7139 0,3498 0,7072 0,3465 0,7012
29 0,2500 0,50000 0,7368 0,3684 0,7187 0,3593 0,7117 0,3559 0,7055
30 0,2600 0,50990 0,7421 0,3784 0,7235 0,3689 0,7163 0,3652 0,7099
31 0,2700 0,51962 0,7475 0,3884 0,7283 0,3784 0,7209 0,3746 0,7143
32 0,2800 0,52915 0,7529 0,3984 0,7331 0,3879 0,7255 0,3839 0,7187
33 0,2900 0,53852 0,7584 0,4084 0,7380 0,3974 0,7302 0,3932 0,7232
34 0,3000 0,54772 0,7639 0,4184 0,7430 0,4069 0,7349 0,4025 0,7277
35 0,3100 0,55678 0,7695 0,4284 0,7480 0,4165 0,7397 0,4118 0,7323
36 0,3200 0,56569 0,7752 0,4385 0,7530 0,4260 0,7445 0,4212 0,7369
37 0,3300 0,57446 0,7809 0,4486 0,7581 0,4355 0,7494 0,4305 0,7415
38 0,3400 0,58310 0,7866 0,4587 0,7633 0,4451 0,7544 0,4397 0,7463
39 0,3500 0,59161 0,7925 0,4688 0,7686 0,4547 0,7594 0,4492 0,7511
40 0,3600 0,60000 0,7984 0,4791 0,7739 0,4643 0,7644 0,4587 0,7560
41 0,3700 0,60828 —— — 0,7793 0,4740 0,7696 0,4681 0,7609
42 0,3800 0,61644 — — 0,7847 0,4837 0,7748 0,4776 0,7659
43 0,3900 0,62450 —- <1 — 0,7903 0,4935 0,7801 0,4872 0,7710
44 0,4000 0,63246 —- — 0,7959 0,5034 0,7855 0,4968 0,7762
45 0,4100 0,64031 — — 0,8016 0,5133 0,7910 0,5065 0,7814
<52
ПРИЛОЖЕНИЕ
для диафрагм, установленных в трубе диаметром D 300 мм
5-10* Re = 10^ Re = 10’ Re = 10? Re = 108
та а та а та а та а та
0,03007 0,6013 0,03006 0,6010 0,03005 0,6009 0,03004 0,6009 0,03004
0,03296 0,6015 0,03295 0,6011 0,03292 0,6010 0,03291 0,6010 0,03291
0,03808 0,6017 0,03806 0,6013 0,03803 0,6012 0,03802 0,6011 0,03802
0,04260 0,6021 0,04257 0,6016 0,04254 0,6015 0,04253 0,6014 0,04253
0,06046 0,6040 0,06040 0,6032 0,06032 0,6031 0,06031 0,6031 0,06031
0,08610 0,6078 0,08596 0,6067 0,08580 0,6065 0,08577 0,6063 0,08575
0,1062 0,6127 0,1061 0,6105 0,1057 0,6102 0,1057 0,6102 0,1057
0,1235 0,6162 0,1232 0,6144 0,1229 0,6140 0,1228 0,6140 0,1228
0,1391 0,6202 0,1387 0,6181 0,1382 0,6177 0,1381 0,6177 0,1381
0,1534 0,62^3 0,1529 0,6219 0,1523 0,6215 0,1522 0,6214 0,1522
0,1668 0,6283 0,1663 0,6257 0,1655 0,6251 0,1653 0,6250 0,1653
0,1796 0,6323 0,1789 0,6291 0,1781 0,6288 0,1778 0,6287 0,1778
0,1916 0,6362 0,1909 0,6331 0,1899 0,6325 0,1897 0,6324 0,1897
0,2033 0,6401 0,2024 0,6367 0,2014 0,6361 0,2012 0,6360 0,2011
0,2146 0,6440 0,2136 0,6405 0,2124 0,6398 0,2122 0,6397 0,2122
0,2256 0,6480 0,2245 0,6442 0,2231 0,6435 0,2229 0,6434 0,2229
0,2362 0,6519 0,2350 0,6479 0,2336 0,6472 0,2333 0,6470 0,2333
0,2467 0,6559 0,2454 0,6516 0,2438 0,6508 0,2435 0,6507 0,2435
0,2570 0,6598 0,2555 0,6553 0,2538 0,6545 0,2535 0,6544 0,2534
0,2670 0,6637 0,2655 0,6591 0,2636 0,6582 0,2633 0,6581 0,2632
0,2766 0,6677 0,2753 0,6628 0,2733 0,6619 0,2729 0,6618 0,2729
0,2867 0,6717 0,2850 0,6666 0,2828 0,6657 0,2824 0,6655 0,2824
0,2964 0,6756 0,2945 0,6704 0,2922 0,6694 0,2918 0,6693 0,2917
0,3060 0,6797 0,3040 0,6742 0,3015 0,6732 0,3011 0,6730 0,3010
0,3155 0,6837 0,3133 0,6780 0,3107 0,6770 0,3102 0,6768 0,3102
0,3249 0,6878 0,3226 0,6819 0,3198 0,6808 0,3193 0,6806 0,3193
0,3342 0,6919 0,3318 0,6858 0,3289 0,6847 0,3284 0,6845 0,3283
0,3435 0,6960 0,3410 0,6897 0,3379 0,6886 0,3373 0,6883 0,3372
0,3528 0,7001 0,3501 0,6936 0,3468 0,6925 0,3462 0,6923 0,3461
0,3620 0,7043 0,3591 0,6976 0,3557 0,6964 0,3551 0,6962 0,3550
0,3712 0,7085 0,3682 0,7016 0,3646 0,7003 0,3639 0,7002 0,3638
0,3803 0,7128 0,3772 0,7057 0,3734 0,7044 0,3727 0,7042 0,3726
0,3895 0,7171 0,3862 0,7098 0,3822 0,7085 0,3815 0,7082 0,3814
0,3986 0,7215 0,3952 0,7139 0,3910 0,7126 0,3903 0,7123 0,3902
0,4077 0,7258 0,4041 0,7181 0,3999 0,7167 0,3990 0,7165 0,3989
0,4169 0,7303 0,4131 0,7223 0,4086 0,7209 0,4078 0,7206 0,4077
0,4260 0,7348 0,4221 0,7266 0,4174 0,7251 0,4166 0,7249 0,4164
0,4352 0,7394 0,4311 0,7309 0,4262 0,7294 0,4253 0,7292 0,4252
0,4444 0,7440 0,4401 0,7353 0,4350 0,7338 0,4341 0,7335 0,4340
0,4536 0,7486 0,4492 0,7398 0,4439 0,7382 0,4429 0,7379 0,4428
0,4629 0,7534 0,4583 0,7443 0,4528 0,7427 0,4518 0,7424 0,4516
0,4721 0,7582 0,4674 0,7489 0,4617 0,7472 0,4606 0,7470 0,4605
0,4815 0,7631 0,4766 0,7536 0,4706 0,7519 0,4695 0,7516 0,4694
0,4909 0,7681 0,4858 0,7583 0,4796 0,7566 0,4785 0,7563 0,4783
0,5004 0,7731 0,4950 0,7631 0,4886 0,7614 0,4875 0,7610 0,4873
65:
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Условные сокращения
Журналы
Авт. и КИП — Автоматизация и
контрольно-измерительные приборы
в нефтеперерабатывающей и нефте-
химической промышленности
Нефт. и газов, пром-сть — Нефтя-
ная и газовая промышленность
ATM — Archiv fur Technische Mes-
sen
BWK — Brennstofe. Warme. Kraft.
Canad. Contr. Instr. — Canadian
Controls and Instrumentation
Chem. Eng. — Chemical Engineering
CPE — Chemical and Process En-
gineering
Contr. and Instr. — Control and
Instrumentation
Forschung — Forschung aus dem
Gebiet Ingenieren Wessen
Instr. Autom. — Instrument and
Automation
Instr. Contr. Syst. — Instrument
and Control System
J. Scient. Instr. — Journal of Scien-
tific Instruments
Meas. Contr. — Measurement and
Control
Mes. Contr. Ind. — Mesures et cont-
rol industriels
PAK — Pomiary Automatyka. Kon-
trola
Proc. Inst. Meeh. Eng. — Pro-
ceedings the Institution of Mechanical
Engineers
PTB-Mitt. — PTB Mitteilungen Amts
und Mitteilungsblat der Physikalisch
Technischen Bundesanstalt
MPA — Messen Prflfen Automatik
Tech. Meeh. Therm. — Technische
Mechanik und Thermodynamik
Trans. ASME — Transactions of
the American Society Mechanical En-
gineer.
Trans. SIT — Transaction of the
Society Instrument Technology
654
W. Vi Un. Bull. — West Virginia
University Bulletin
Z. MSR — Zeitschrift Messen Steuern
Regeln
Z. GWF — Zeitschrift Gas und
Wasser Fach
Z. VDI — Zeitschrift Verein Deut-
scher Ingenieur
Сборники
Авт. и тел. нефт. пром-сти — Авто-
матизация и телемеханизация нефтя-
ной промышленности
Измер. расх. жидк., газа и пара —•
Методы и приборы для измерения
расхода и количества жидкости, газа
и пара, 1965, 1967, 1973
Контр.-измерител. техника — Кон-
трольно-измерительная техника (меж-
ведомственный республиканский на-
учно-технический сборник)
Мех. и авт. пр-ва — Механизация
и автоматизация производства
Перспект. развит, упруг, чувствит.
элементов — Перспективы развития
упругих чувствительных элементов
Тепл, приборы и регуляторы —
Теплоэнергетические приборы и ре-
гуляторы
Тепл, и хим.-технолог, приборы и
регуляторы — Теплоэнергетические и
химико-технологические приборы и ре-
гуляторы
Таллиннское совещ. — Материалы
к Таллиннскому совещанию по электро-
магнитным расходомерам и электро-
нике жидких проводников
Тр. метролог, ин-тов — Труды ме-
трологических институтов СССР
FLOMEKO 1978 — Flow measure-
ment of fluids. Proceedings of FLO-
MEKO 1978 IMEKO — Conference
on flow measurement of fluids Gronin-
gen, The Netherlands, September 11—
15, 1978. North-Holland Publishing
Company—Amsterdam, 587 s.
FLOMEKO 1983 — Flow measure-
ment. Proceedings of FLOMEKO 1983
IMEKO — Conference on flow measu-
rement Budapest, Hungary, Septem-
ber 20—22, 1983, Akademiai Kiado,
Budapest 1984.
FLOMEKO 1985 — International
conference on flow measurement volume
of papers presented at the university
of Melbourne Australia 20—23 August
1985. Published by: H. S. Stephens
and Associates.
Список общей литературы
01. Бобровников Г. Н., Новожи-
лов Б. М., Сарафанов В. Г. Бескон-
тактные расходомеры. М.: Машино-
строение, 1985. 127 с.
02. Гороян В. И. Измерение рас-
ходу воздуха, газов и жидкостей в неф-
тяной промышленности. М.: Гостоп-
техиздат, 1947. 264 с.
03. Ильииский В. М. Бесконтактное
измерение расходов. М.: Энергия,
1970. 111 с.
04. Ильинский В. М. Измерение
массовых расходов. М.: Энергии, 1973.
142 с.
05. Катыс Г. П. Элементы систем
автоматического контроля нестацио-
нарных потоков. М.: Изд-во АН СССР,
1959. 211 с.
06. Катыс Г. П. Объемные расходо-
меры. М.; Л.: Энергия, 1965. 88 с.
07. Катыс Г. П. Системы автомати-
ческого контроля полей скоростей и
расходов. М.: Наука, 1965. 464 с.
08. Кивилис С. С. Новые промышлен-
ные расходомеры. М.: ЦНИИТЭнефте-
хим, 1972. 91 с.
09. Кивилис С. С. Тенденции раз-
вития расходометрии // Метрология
и измерител. техника. М., 1972. Т. 2,
с. 84—146.
010. Кремлевский П. П. Приборы
теплового контроля отечественного
производства. Т. 1. Расходомеры. М.;
Л.: Каталогнздат. 1938. 184 с.
011. Кремлевский П. П. Расходо-
меры. Производственные приборы для
измерения расхода жидкости, газа,
пара. М.; Л.: Машгнз, 1955. 434 с.
012. Кремлевский П. П. Расходо-
меры. М.; Л.: Машгиз, 1963. 656 с.
013. Кремлевский П. П. Расходо-
меры и счетчики количества. Л.:
Машиностроение, 1975. 776 с.
014. Кремлевский П. П. Измерение
расхода н количества жидкости, газа
и пара. М : Изд-во стандартов, 1980.
192 с.
015. Кремлевский П. П. Методы и
приборы для измерения расходов и
количеств жидкостей, газа н пара. И
Измерител. техника. 1964, № 1, с. 50—
53; 1967, № 2, с. 71—73; 1970, № 3,
с. 87—89; 1973, № 4, с. 80—81.
016. Кремлевский П. П. Повышение
точности измерения расхода газа II
Тепл, и хим.-технол. приборы и ре-
гуляторы. Л., 1968. С. 115-—132.
017. Лобачев П. В., Шевелев Ф. А.
Водомеры для водопроводов и канали-
зации. М.: Изд-во лит. по стр-ву,
1964. 330 с.
018. Лобачев П. В., Шевелев Ф. Л.
Измерение расхода жидкостей и га-
зов в системах водоснабжения и кана-
лизации. М.: Стройиздат, 1985. 423 с.
019. Лысиков Г. В., Прозоров В. К-
Термометрия и расходометрии ядер-
иых реакторов. М.: Энергоатомиздат,
1985. 118 с.
020. Оуэр Э. Измерение воздушных
потоков. М.: ОНТИ, 1935. 170 с.
021. Павловский А. Н. Измерение
расхода и количества жидкостей, газа
и пара. М.: Изд-во стандартов, 1967.
416 с.
022. Полунин С. В. Измерение рас-
хода жидкостей, газов и паров в тру-
бопроводах по перепаду давления.
Главнейшая литература до середины
1933 г. // Энцикл. техн, измер. 1935.
Вып. 4. С. 99.
023. Расчет и конструирование рас-
ходомеров / Под ред. П. П. Кремлев-
ского. Л.: Машиностроение, 1978.
221 с.
024. Цейтлин В. Г. Расходоизмери-
тельная техника. М.: Изд-во стандар-
тов, 1977. 240 с.
025. Шорников Е. А. Измерительно-
вычислительные устройства в тепло-
энергетике. Л.: Энергоатомиздат, 1985.
88 с.
026. FLOMEKO 1978. 587 р.
027. FLOMEKO 1983. 327 р.
028. FLOMEKO 1985.
029. Fluids meters. Their theory and
application// Report of ASME Research
Committee on Fluid Meters. New York:
Published by ASME, 1971. 273 p.
030. Hengstenberg I., Sturm B., Winc-
ler O. Messen und Regeln in der che-
mischen Techmk. Berlin: Springer Ver-
lag, 1957. 1261 S.
655
031. Herning F. Grundlagen and
Praxis der Mengenstrommessung. Diis-
seldorf: VDI-Verlag, 1959, 151 S.
032. Padelt E., Witte R. Mengen-
messungen in Betrieb. Leipzig: Acade-
mischen Verlagsgesellschaft, 1955. 662 S.
033. Troskolanski A. T. Hydrometry.
Theory and practice of hydraulic me-
asurements. Pergamon Press, 1960.
684 p.
034. Brit. Stand. Cod. 1042. Part 1.
Methods for the measurement of fluid
flow in pipes. London: British Stan-
dards Institution, 1964. 222 p.
К главе 1
I. Аллаииязов X. А. Исследование
изменения остроты входной кромки
диафрагмы в процессе эксплуатации И
Измерител. техника. 1972. № 2.
С. 44—45.
2. Алланиязов X. А., Гоиек Н. Ф.,
Кремлевский П. П. Преобразователь
расхода повышенной точности И При-
боры и системы управления. 1979.
№ 5. С. 20—21.
3. Аллаииязов X. А., Кремлев-
ский П. П., Гонек Н. Ф. Введение
поправочного множителя на притуп-
ление входной кромки диафрагмы для
повышения точности измерения рас-
хода Ц Измерител. техника. 1977.
№ 6. С. 44—46.
4. Гафаиович М. Д. Измерение рас-
хода газа в промышленности. М.:
Энергия, 1975. 120 с.
5. Добровольский Б., Кабза 3. Влия-
ние осесимметричного закручивания
вихревого потока на коэффициент рас-
хода диафрагмы // Повышение точ-
ности измерения расхода. Л.: ЛДНТП,
1988. С. 16—21.
6. Дубинский Н. М. Системы авто-
матического измерения расхода жидко-
сти и газа Ц Нефт. и газов, пром-сть,
1971. № 3 (57). С. 52—53.
7. Измерение и учет расхода газа:
Справочное пособие. / В. А. Дин-
ков, 3. Т. Г а л н у л л и н,
А. П. Подкопаев, В. С. Кон-
дратьев. М.: Недра, 1979. С. 304.
8. Каханович В. С., Калько Р. А.
Выбор оптимального модуля сужаю-
щего устройства и повышение точности
измерения расходов // Измерител. тех-
ника. 1971. № 5. С. 38—40.
9. Киви л нс С. С. Коэффициенты
расхода диафрагм и сопел // Измери-
тел. техника. 1959. Кв 6. С. 60—63.
656
10. Кивилис С. С. Погрешности ис-
ходных коэффициентов расхода диа-
фрагм И Измерител. техника. 1959.
№ 8. С. 54—56.
11. Кивилис С. С. Оценка погреш-
ности автоматического измерения и
контроля расхода жидкости при по-
мощи дифманометров-расходомеров //
Тр. метр, нн-тов. 1970. Вып. 122
(182). С. 23—27.
12. Ковела И. М., Ситницкий Ю. И.
Об эквивалентности измерения рас-
хода газа в объемных н массовых еди-
ницах/ / Контр. -измерител. техника.
Львов: Вища школа, 1974. Вып. 16.
С. 88—90.
13. Кремлевский П. П. Перспективы
развития расходомеров переменного
перепада давления//Измер. расх. жндк.,
газа и пара. М., 1965. С. 3—9.
14. Кремлевский П. П. Допустимое
расхождение между действительным
и расчетным значениями диаметра
трубопровода и диаметра отверстия
сужающего устройства//Измер. расх.
жидк., газа и пара. Таллинн, 1972.
С. 30—34.
15. Кремлевский П. П. О новых
правилах измерения расхода газов
и жидкостей РД 50-213-80//Прнборы
и системы управления. 1984. № 7.
С. 45—46.
16. Кремлевский П. П., Шорни-
ков Е. А. Упрощение расчета диа-
фрагм и повышения точности изме-
рения расхода газа//Теплоэнергетнка.
1985. № 3. С. 74.
17. Кремлевский П. П., Аллания-
зов X. А., Муниров Ю. М. Преимуще-
ства применения износоустойчивых диа-
фрагм//Повышение точности измере-
ния расхода. Л.: ЛДНТП, 1988. С. 13—
16.
18. Муниров Ю. М. Устройство для
получения отпечатка с входных кро-
мок диафрагм//Расчет и конструиро-
вание расходомеров. Л.: Машино-
строение, 1978. С. 12—13.
19. Муииров Ю. М., Кремлев-
ский П. П. Износоустойчивые диа-
фрагмы//Авт. и КИП. 1983. № 1.
С. 25—26.
20. Муниров Ю. М., Кремлев-
ский П. П., Абызгильдин Ю. М. Ис-
следование метрологических характе-
ристик диафрагмы повышенной нзносо-
устойчивости//Приборы и системы уп-
равления. 1983. № 8. С. 22—23.
21. Пистун Е. П., Крук И. С., Ле-
совой Л. В. Расчет параметров су-
жающих устройств расходомеров жид-
кости, оптимальных по точности нзме-
рения//Измерител. техника. 1987. № 6.
С. 26—27.
22. Пистуи Е. П., Лесовой Л. В.,
Крук И. С. Аналитическое определе-
ние номинального перепада давления
дифференциальных манометров и от-
носительной площади стандартных диа-
фрагм расходомеров газа и пара//Из-
мерител. техника. 1987. № 10. С. 30—
31; то же жидкости. 1987. № 12.
С. 34—35.
23. Правила № 169 по измерению
расхода жидкостей, газов и пара при
помощи сопел и диафрагм. М.: Ката-
логоиздат, 1938. 45 с.
24. Правила 27-54 по применению
и поверке расходомеров с нормаль-
ными диафрагмами, соплами и тру-
бами Вентурн. М.: Стандартгиз, 1960.
167 с.
25. Правила 28-64 измерения рас-
хода жидкостей, газов и паров стан-
дартными диафрагмами и соплами.
М.: Изд-во стандартов, 1964. 147 с.
26. Правила измерения расхода га-
зов и жидкостей стандартными сужаю-
щими устройствами РД 50-213-80. М.:
Изд-во стандартов. 1982. 319 с.
27. Рис В. Ф. Рационально ли из-
мерять расход газа в кубических ме-
трах, отнесенных к 20 °C и 760 мм рт.
(^.//Энергомашиностроение. 1984. № 9.
С. 43.
28. Смирнов Р. Е., Гаршин П. А.,
Тупиченков А. А. Длины прямых
участков после некоторых видов мест-
ных сопротивлений//Тр. метролог, ин-
тов. 1977. Вып. 182 (242). С. 22—25.
29. Тупичеикои А. А., Матве-
ев Ю. Ф., Пустовойт Ю. А. Длина
успокоительного участка за запор-
ными устройствами//Измер. расх.
жидк. газа и пара. Таллин, 1972.
С. 23—29.
30. Шорников Е. А. О точности
и стандартизации некоторых харак-
теристик расходомеров переменного
перепада давления для контроля тепло-
энергетического оборудования//Контр.-
измерител. техника. Вища школа,
1980. Вып. 28. С. 39—41.
31. Шорников Е. А. Выбор сужаю-
щих устройств и аппаратуры для из-
мерения расхода газа, пара и воды по
оптимальным погрешностям для кон-
троля теплоэнергетического оборудо-
ваиия//Изв. вузов. Энергетика. 1986.
№ 11. С. 86—89.
32. Alvi S. Н. Contraction coefficien
of pipe orificesZ/FLOMEKO 83. Buda-
pest, 1984. P. 213—218.
33. Aschenbrenner A., Calame H.
Neue Durchflussmessregeln DIN 1952
und ISO 5167/ZVDI-Berichte. 1980.
N 375. S. 7—14.
34. Bean H., Benesch M., Bucking-
ham E. Experiments on metering of
large volumes of air/ZV. S. Bur. Stand.
I. Research, 7. 1931. N 11. P. 93—
145.
35. Berechnungsgrundlagen fur die
Durchflussmessung mit Drosselgeraten.
Durchflusszahlen und Expansionszahlen
genormter Drosselgerate und Abweichun-
gen von den NormvorschriftenZ/VDI
Richtlinien VDI, 2040. Oct., 1971.
Bl. 1. 30 S.
36. Berechnungsgrundlagen fur die
Durchflussmessung mit Drosselgeraten
StoffwerteZ/VDI Richtlinien VDI, 2040.
Jan., 1970. Bl. 4. 20 S.
37. Calame H. Einfleuss der Rohr-
rauhigkeit auf die Durchflusszahl von
Messendrosseln//VDI-Berichte. 1964.
N 86. S. il—15.
38. Calame H., Schroder A. Prob-
lematik der Einlaufstrecken von Durch-
flissmessen — Versuch einer Defini-
tion and eines Vergleichs//VDI-Beri-
chte. 1980. S. 67—74.
39. Clark W. I. Flow measurement:
some problems and devices of special
interest//Trans. SIT. Dec., 1959. P. 234—
248.
40. Clemons R. H. The economic
of orifice fittings/ZW. Vi Un. Bull.
1965. N 73. P. 173—180.
41. Dall H. E. The effect of rough-
ness of the orifice plate on the discharge
coefficient/Zlnstrum. Engineer. 1958.
Vol. 2. N 5. P. 91—92.
42. Deutsche Normen DIN 1952. _Dur-
chflussmessungmit genormten Dusen,
Blenden und Venturidiisen//VDI-Dur-
chflussmessregeln. Aug. 1971. 14 S.
43. Doring H., Wolowski E., Cross-
kamp M. Durchflussmessungen mit
Blenden mit Druckentname an den
FlanschenZ/BWK. 1969. Vol. 21. N 7.
S. 366—369.
44. Engel F. V. A., Stainsby W.
Discharge coefficient characteristics of
orifices/ZThe Engineer. July 31, 1964.
N 5662. P. 161—168.
45. Gallacher G. R. Measuring edge
sharpness of orifice platesZ/The Engi-
neer. May, 17, 1968. P. 783—785.
657
46. Gebrauchsformeln und spezielle
Formein fur Gase//VDI Richlinien
VDI 2040. Bl. 2. Sept., 1968. 10 S.
47. Harbrink B. Verblelbende offene
Fragen in bezug auf die Blendenmes-
sung in Verbindung mit der neuen
internationalen Norm ISO 5167//VDI-
Berichte. 1980. N 375. S. 15—23.
48. Herning F. Untersuchungen des
Druckverlaufs Normb lenden grosser Roh-
rweiten//BWK. 1955. Bd. 7. N 7.
S. 303—307.
49. Herning F. Untersuchungen des
Druckverlaufs an Messdrossein in einem
Rohr von 1000 mm Durchmesser//BWK.
1956. Bd. 8. N 3. S. 118—125.
50. Herning F. Untersuchungen zum
Problem der Kontenunscharfe bei Norm-
blenden und bei Segmentblenden//BWK.
1962. Bd. 14. N 3. S. 119—126.
51. Herning F., Bellenberg H. Neue
Versuche mit Normblenden//BWK.
1960. Bd. 12. N 3. S. 89—96.
52. Herning F., Wolowski E. Die
Kantenunscharfe von Normblenden und
Segmentb lenden und das Ahnlichkeits-
gesetz//BWK. 1963. Bd. 15. N 1.
S. 26—30.
53. Herning F., Wolowski E. Ein-
fluss der Rohrrauhigkeit auf die Dur-
chflusszahl von Normblenden und Blen-
den mit vena — contracts — Druckent-
nahme//BWK. 1966.. Bd. 18. N 2.
S. 61—62.
54. International Standart ISO-5167.
Measurement of fluid flow by means
of orifice plates, nozzles and venturi
tubes, inserted in circular cross-section
conduits running full.//First edition,
1980—02—01. 35 p.
55. Johansen F. G. Flow through
pipe orifice at low Reynolds numbers//
Proc. Royal Society. Ser. A, 126.
A. 801, 1930. P. 231—245.
56. Kochen G. Einfluss naher ver-
storungen auf die Durchflusszahe von
Blendenund Dflsen//BWK. 1969. Bd.21.
N 1. S. 5—13.
57. Kretzshmer F. Stromungsform
und Durchflusszahl der Messdrossein//
VDI Forschungsheft 381. Berlin.: VDI
Verlag. 1937.
58. Kretzhmer F., Walzholz G. Ver-
suche uber die Einbaufelh er der
Normblenden//Forschung. 1934. Bd. 5.
g 25 35
59. Miller B. W., Kneisel O. Expe-
rimental study of the effects of orifice
plates eccentricity on flow coefficients//
658
Trans. ASME. Ser. D. 1969. Vol. 91
N 1. P. 121—131.
60. McVeigh T. C. Further investi-
gations into the effect of roughnes
of the orifice plate on the discharge
coefficient, //instrum. Engineer. 1962.
Vol. 3. N 5. P. 112—113.
61. Nagashio K., Komiya К- I.
Effect of upstream straigh length on
orifice flowmeter//Bull. Nat. Res. Lab.
Metrol. 1980. N 41. P. 12—16.
62. Orifice metering of natural gas//
Gas measur committee report N 3.
Amer, gas association. New York.
July, 1965. 94 p.
63. Pfeffer W. Untersuchungen an
Blenden mit eckanbohrnugen//BWK.
1968. Bd. 20. N 3. S. .108—115.
64. Rapier A. C. The effect of up-
steam flow conditions on flowmeters//
Int. Conf. Adv. Flow Meas. Techn.
Warwick. 1981. PC2. P. 69—80.
65. Ruppel G. Einfluss der Expan-
sion auf die Kontraction hinter Stau-
randern//Techn. Meeh. Thermod. 1930.
N 1. S. 151—157.
66. Ruppel G. Untersuchungen an
NormdusenZ/Forschung. 1935. N 6.
S. 223—234.
67. Ruppel G. Die Durchflusszahlen
von Normblenden und ihre Abhangig-
keit von der Kantenlange//Z. VDI.
1986. Bd. 80. S. 1381—1387.
68. Schroder A. Notwendige sto-
rungsfreie Rohrstrecken fur Diisen
und Blenden//BWK- 1961. Bd. 13. N 1.
S. 20—23.
69. SchrSdef A. Vergleich der ver-
schiedenen Arten von Wirkdruckentna-
hmen bei Blenden//VD1-Berichte. 1964.
N 86. S. 5—9.
70. Smith R. E. Design of meters
runs and primary element holders
(orifice fittings)//W. Vi Un. Bull. 1965.
N 73. P. 399—445.
71. Spencer E. A., Calame H., Sin-
ger T. Der Einfluss von kantenun-
scharfe und Rohrrauhingkeit auf die
Durchflusszahle von Nirmb lenden//
BWK. 1970. Bd. 22. N 2. S. 56—62.
72. Starrett P. S., Halfpenny P. E.,
Nottage H. B. Survey of information
concerning the effects of nonstandard
approach conditions upon orifice and
Venturi meters//Paper ASME. 1965.
NA/EM-5. P. 1—16.
73. Witte R. Die Durchflusszahlen
von Diisen und Staurandem//Techn.
Meeh. Therm. 1930. Vol. 1. S. 34—41,
72—85, 113—120.
74. Witte R. Die Stromung durch
Dusen und Blenden/ZForschupg. 1931.
S. 241—251, 291—302.
75. Witte R. Neuere Mengenstrom-
messungen zur Normung von Dusen
und BlendenZ/Forschung. 1934. Vol. 5.
S. 205—211.
76. Witte R. Internationale Zusam-
menarbeit auf dem Gebiete der Durch-
flussmessung//В WK. 1955. Bd. 7. N 7.
S. 295—300.
77. Wolowski E. Einfluss der Kan-
tenunscharfe von Norm und Segment-
blenden und von gestorten Stromungs-
profilen auf die Durchflusszahl/ZVDI-
Berichte. 1964. N 86. S. 17—26.
К главе 2
I. Лобачев П. В. Нормализация
водомеров с соплами Вентури//Водо-
снаб. и санитарн. техника. 1956. № 12.
С. 4—8.
2. Силии М. Д., Соловьев В. С.
Система контроля и сигнализации рас-
хода в обмотках мощных генераторов//
Измер. расх. жидк., газа и пара.
М„ 1973. С. 6—8.
3. Чейшвили В. Л. Измерение рас-
хода жидкости соплами Вентури. Л.:
ВНИИГС, 1959. 65 с.
4. Шапиро Р. Г., Лобачев П. В.
Трубы Вентури для трубопроводов
больших диаметров//Приборы и си-
стемы управления. 1972. № 10. С. 22—
23.
5. Acharya S. К. Characteristics of
Dall flow tube/ZJ. Inst. Engng. (India
Meeh. Engng.) 1967. Div. 47. N 9.
P. 5, 327—335.
6. Bluschke H. Untersuchungen an
Venturidfissen//PTB Mitt. 1965. Bd. 75.
N 4. S. 395—361.
7. Bluschke H., Hucho W. H. Er-
ganzende Versuche fiber den Einfluss
von NormventuridfisenZ/BWK. 1966.
Bd. 18. N 12. S. 605—608.
8. Bluschke H., Hucho W. H. Un-
tersuchungen uber den Einfluss von
Konfusoren und Diffusoren auf die
Durchflusszahlen von Normventuridii-
sen//BWK. 1968. Bd. 20. N 3. S. 104—
108.
9. Bluschke H., Hucho W. H., Cra-
yer-Carstensen H. Messungen an Norm-
venturidfisen mit kleinen Offnungs-
verhaltnissen/ZBWK. 1965. Bd. 17.
N 6. S. 306—309.
10. Bluschke H.t Hucho W. H.,
Weber G. Versuche fiber den Einfluss
von Rohrkrfimmern auf die Durthfruss-
zahlen von Normvepturidiisen und
klassischen Venturirohren/ZBWK. 1966.
Bd. 18. N 2. S. 68—73.
11. Bluschke H., Parr O., Seidel M.
Messungen zur Verbesserung der Norm-
venturidfisen//BWK. 1963. Bd. 15.
N 7. S. 327—330.
12. Die Dall-Messblende fur Dur-
chflussmessungen/ZATM. 1958. 212.
B127—B128.
13. Dowdell R. R. The Dall flow
tube/Zlnstr. Contr. Syst. 1960. Vol. 33.
N 6. P. 1006—1009.
14. Dudzinskl T., Johnson R. C.,
Krause L. N. Venturi meter with
separable diffuser/ZTrans. ASME. Ser.
D. 1969. Vol. 91. N 1. P. 115—120.
15. Ferron A. C. Velocity profile
effects on the discharge coefficient
of pressure differential metersZ/Trans.
ASME. Ser. D. 1963. Vol. 85. N 3.
P. 338—346.
16. Golabek J. Niektore wlasciwosci
metrologiszne piersciepiowej zwezki Ven-
turiego//PAK. 1981. N 2. P. 40—42.
17. Halmi D. Universal Venturi de-
velopment/ZWater and wastes Engineer-
ing. 1971. Vol. 8. A24—A25.
18. Halmi D. Metering performance
investigation and substantiation of the
Universal Venturi Tube (U. V. T.).
Pt. 1. Hydraulic shape and discharge
coefficientZ/ASME Journ. of fluid Eng.
June, 1974. Vol. 96. N 2. P. 125.
19. Hawley R. H. Consistency of
coefficients in small Venturi nozzles//
Instr. Contr. Syst. 1964. Vol. 37. N 3.
P. 99—101.
20. Hooper Ь. T. Design and calibra-
tion of the LO-Loss tube/ZTrans. ASME.
Ser. D. 1962. Vol. 84. N 4. P. 461—470.
21. Jorissen A. L. Discharge coef-
ficients of Herschel type Venturi tu-
bes//Trans. ASME. 1952. Vol. 74.
N 6. P. 905—139.
22, Kalinske A. A. The twin Ven-
turi: a new fluid — flow measurnig
deviceZ/Trans. ASME. Ser. D. 1960.
Vol. 82. N 3. P. 710—716.
23. Lindley D. An experimental in-
vestigation on the flow in a classical
venturimeterZ/Proc. Inst. Meeh. Eng.
1969—1970. Vol. 184. Pt. 1. N 8.
P. 133—160.
24. Lynch E. B. The Dall flow
tubeZ/Civil Engn. 1960. Vol. 30. N 3.
P. 66—68.
25. Masahiro J. Discharge coefficient
for Venturi flowmeter with short laying
659
length//Trans. ASME. Ser. D. Decem.,
1982. Vol. 104. P. 463—468.
26. Numachi F., Kobayashi R., Ko-
miyama S. Effect of cavitation on the
accurace of Herschel-type venturi tu-
bes//Trans. ASME. Ser. D. 1962. Vol. 94.
N 3. P. 351—362.
27. Schroder E. Probleme der Mes-
sung mit Venturirohren — Doppeldii-
senrohr//VDl-Berichte. 1964. N 86.
S. 27—31.
28. Speer R. Messung von Durch-
flusszahlen und Druchverlusten an Dop-
peldiisenrohren/ZEnergie. 1960. Bd. 12.
N 10. S. 449—456.
29. Vasy G. S. Venturi bodies for
flow measurement//ACTA-IMEKO. 1964.
N 11. P. 43—56.
30. Witte R. Neue Beitrage zur
internationalen Normung auf dem Ge-
biete der Durchflussmessung//BW K-
1953. Bd. 5. N 6. S. 185—189.
31. Zienike M. C., McCallie B. G.
Design of orifice-type flow reduceers//
Chem. Eng. Sept. 14, 1964. P. 195—
198.
К главе 3
1. Геллер 3. И., Ашихмии В. И.
Измерение расхода мазута сдвоенной
днафрагмой//Теплоэнергетика. 1962.
№ 12. С. 76—77.
2. Измерение расхода в нестандарт-
ных условиях: Обзорн. информ./
Н. М. X у с а и н о в, А. А. Л и ч к о,
В. Н. Королев и др. М., 1980.
44 с.
3. Кабза 3. Выбор сужающего
устройства для расходомеров вязких
жидкостей и газов//Измернтел. тех-
ника. 1977, № 6.
4. Кабза 3. Исследование сопел
четверть круга н комбинированных
сопел//Приборы и системы управле-
ния. 1978. № 1.
5. Кабза 3. Цилиндрические сужаю-
щие устройства для измерения рас-
хода газа//Теплоэнергетнка. 1977. № 5.
6. Кабза 3., Кремлевский П. П.
Измерение расхода вязких сред//Рас-
чет и конструирование расходомеров.
Л.: Машиностроение, 1978. С. 22—28.
7. Кремлевский П. П. Измерение
сужающими устройствами расходов
нефтепродуктов при малых числах
Рейнольдса. М.: ЦНИИТЭнефтехим,
1974. 54 с.
8. Методика выполнения измерений
с помощью специальных сужающих
660
устройств. РД 50-411-83. Мл Изд-во
стандартов, 1984. 52 с.
9. Личко А. А. Гидравлические ха-
рактеристики сужающих устройств
расходомеров и совершенствование их
конструкций. Автореф. дне. Мл
ВНИИ ВОДГЕО. 1987. 23 с.
10. Романенко В. И. Коэффициент
расхода диафрагм с двойным скосом//
Измерител. техника. 1960. № 3.
С. 41—44.
11. Aulich J. Zwiekzenie wspol-
czynnika przeplywu a i poprawa wlos
nosci metrologieznych kryz ostrobr-
zeznych//PAK. 15. 1969. N 4. P. 160—
162.
12. Bogema M., Monkmeyer P. L.
The quadrant edge orifice a fluid me-
ter for low Reynolds numbers//Trans.
ASME. Ser. D. 1960. N 3. P. 729—
734.
13. Bogema M., Spring B., Ramamo-
orthy M. V. Quadrant edge orifice
performance-effectr of upstream velo-
city distribution//Tans. ASME. Ser.
D. 1962. Vol. 84. N 4. P. 415—418.
14. Burke O. Die Expansionszahlen
von Viertelkreisdusen//BWK. 1972.
Bd. 24. N 8. S. 304—308.
15. Draft Proporsal for an additio-
nal chapter in ISO Recommendation
R541 on the measurement of fluid
flow at low Reynolds numbers. Jan.,
1971. ISO/TC30 WGTO (Secretari-
at-7).
16. Eujen E. Bemerkungen zur Durch-
flussmessung mit Drosselgeraten bei
kleinen Reynolds Zahlen//Z. GWE.
1955. Bd. 96. NILS. 351—354.
17. Eujen E. Die Durchflussmessung
mit Drosselgeraten bei laminaren Rohr-
stromung//BWK. 1969.-Bd. 21. N 12.
S. 628—630.
18. Ferroglio L. Boccaglie diaframmi
per picoli numeridi ReynoldsZ/L’Ener-
gia Ellettrica. 1942. N 19. S. 413—421.
19. Jorissen A. L., Newton H. T.
Discharge measurement by means of
cylindrical nozzles//Trans. ASME. 1952.
N 5. P. 825—835.
20. Kastner L. J., McVeigh J. C.
A reassessment at metering orifices
for low Reynolds numbers//Proc. Inst.
Meeh. Eng. 1965—1966. Pt. 1. Vol. 180.
N 13. P. 331.
21. Koennecke W. Durchflussmes-
sung mit Drosselgeraten bei kleinen
Reynoldszahlen//ATM. 1938. V.-1241-1.-
22. Koennecke W. Neue Diisenformen
fur kleinere und mittlere Reynolds-1
zahlen/ZForschung. 1938. Vol. 9.
N. 3.
23. Kuratow T. Messungen kleiner
Durchfliisse schweren HeizolsZ/BWK.
1976. Bd. 28. N 3.
24. Laturell E., Weineck H. Unter-
suchungen zur Bestimmung der Durch-
flusszahlen besonderer Drosselgerate fur
kleine Reynolds-Zahlen/ZStahl und
Eisen. 1972. Bd. 92. N 16. S. 779—784.
25 Ramamoorthy M. V., Seetha-
ramiah K. Quadrant-Edge orifice
and performance at very high Rey-
nolds numbers/ZTrans. ASME. Ser. D.
March, 1966. Vol. 88. P. 9—13.
26. Stoll H. W. Measuring flow
with the quadrant edged orifices plate//
Canad. Contr. Instr. 1972. Vol. 11.
N 8. P. 42.
27. Turton R. K. A note on flow
through conicial entrance orifice pla-
tes/ZFluid Flow Meas. Mid-1970's proc,
conf. 1975. Edinburgh, 1977. P. 53—65.
28. Vasy G. S., Kastner L. J., Mc-
Veigh J. C. Profiles for low Reynolds
number flowsZ/Proc. Inst. Meeh. Eng.
1968—1969. Pt. 1. Vol. 183. N 28.
P. 591—602.
29. Walzholz G. Die Doppelblende//
Forschung. 1936. Bd. 7. S. 191—201.
К главе 4
I. Левин Б. M., Лопатин А. Н.
Измерение расхода в напорных водо-
водах с помощью сегментных сужаю-
щих устройств//Гидротехн. стр-во.
1982. № 6. С. 24—27.
2. Herning F., Bellenberg М. Ех-
perimentelle Ermittlung der Expan-
sionszahl von SegmentblendenZ/Gesam-
melte Berichte Ruhrgas. 1959. N 8.
S. 42—43.
3. Herning F., Lugt H. Neue Ver-
suche mit Segmentblenden und Norm-
blenden/ZBWK. 1958. Bd. 10. N 5.
S. 219—233.
4. Herning F., Wolowski E. Die
Segmenblende. Ergebnisse der bekant-
gewordenen VersucheZ/BWK. 1963. Bd.
15. N 5. S. 267—269.
5. ISO/TC30 Directeur (Allemagne-5)
69F. Diaphragmes segmentaries. Mars,
1971. 8 p.
6. Wolowski E. Einfluss der Kante-
nunscharfe von Norm und Segment-
blenden und von gestorten Stromungs-
profilen auf die DurchflusszahlZ/VDI
Berichte. 1964. N 86. S. 17—26.
7. Linear DF flowmetering/ZContr.
Instr. 1978. Vol. 10. N 2. P. 18—19.
8. Measuring up to fluid flow//Manu-
facturing Chemist. 1983. Vol. 54. N 6.
P. 42—45.
9. Ковела И. M., Ситницкий Ю. И.,
Барна Н. Ф. Электрический компенса-
ционный дифманометр с автоматиче-
ским переключением пределов изме-
рения//К°нтр .-измерител. техника.
Львов: Вища школа, 1977. Вып. 21.
С. 112—117.
10. Широкодиапазонный расходо-
мер. Информац. листок № 82-1075.
М.: ВИМИ, 1982. 2 с.
11. Юиик Л. И. Механизации и
автоматизация включения дифмано-
метров//Приборы и системы управле-
ния. 1974. №11. С. 42—43.
12. Buzzard W. Variable orifice flow-
meter/ /ISA Journ. March, 1963. P. 80—
81.
13. Ewe K. Betriebserprobung eines
Segmentblendenschiebers als Messgeber
und Stellglied ffir Durchfliisse in extrem
grossen Bereichen/ZSiemens Zeitschrift.
1967. Bd. 41. N 8. S. 692—695.
14. Arnberg В. T. Review of critical
flowmeter for gas measurementsZ/Trans.
ASME. Ser. D. 1965. Vol. 87. P. 447—
457.
15. Brain T. J. S., Reid J. An
investigation of the discharge coef-
ficient characteristics and manufa-
cturing specification of toroidal inlet
critical flow Venturi/ZPaper CL of
Internet. Conf, on Adv. Flow Measur.
Techn. Warwick. Sept. 9—11, 1981.
P. 59—68.
16. Grenier P. Discharge coefficients
of cylindrical nozzles used in sonic
conditionsZ/Paper N 1, 2 NEL Fluid
Mechanics Siver Jubiles Conference,
NEL, East Kilbride. Glasgow. Nowem-
ber, 1979.
17. ISO/TC30/SC2-N150 Draft pro-
posal for ISO standart document.
Measurement of gas flow by means
of critical flow Venturi nozzles. Octo-
ber, 1983.
18. Johnson R. C. Calculations of
the flow of natural gas through flow
nozzles/ZTrans. ASME. Ser. D. 1970.
Vol. 92. N 3. P. 580—589.
19. Murdock W., Bauman J. M.
The critical flow function for super-
heated steamZ/Trans. ASME. Ser. D.
1964. Vol. 86. N 3. P. 507—618.
20. Peignelin M. G. Calibration of
high pressure gas meters with sonic
661
nozzles//Meas. Contr. 1972. Vol.5. N 11.
P. 440—446.
21. Smith R. V., Matz R. J. A theo-
retical method of determining discharge
coefficients for Venturis operating at
critical flow condition/Trans. ASME.
Ser. D. 1962. Vol. 84. N 4. P. 434—446.
22. Watanabe N., Koniya K- On
the discharge coefficient of critical
Venturis//Bull. Nat. Res. Lab. Metrol.
1980. N 4. P. 20—25.
23. Королев В. H., Личко А. А.,
Ржевский Е. В. Определение кавита-
ционной границы при течении жид-
ких сред через сужающие устройства//
Изв. вузов. Авнац. техн. 1982. № 3.
С. 42—47.
24. Королей В. Н., Красавина С. А.
Определение расхода жидкости на
кавитационных режимах//Метролог.
исследования в обл. измерения рас-
хода и количества веществ. М.5
ВНИИФТРИ, 1984. С. 55—60.
25. Алексеев В. 3., Бошняк Л. Л.,
Соловский В. М. Исследование диа-
фрагм для труб малого диаметра//
Измер. расх. жидк., газа и пара. М.,
1967. С. 10—16.
26. Киселев Б. К., Белкин А. И.
Измерение расхода жидкости, газа
н пара нестандартными диафрагмами
для труб диаметром от 10 до 32 мм//
Авт. и КИП. 1982. № 6. С. 20—25.
27. Личко А. А. Метрологические
характеристики стандартных диафрагм
для трубопроводов малого диаметра//
Метролог, исследования в обл. изме-
рения расхода н количества веществ.
М., 1984. С. 80—85.
28. FilbanT. J., Griffin W. A. Small-
diameter orifice meternig//Trans.
ASME. Ser. D. 1960. Vol. 82. N 3.
P. 735—740.
29. Wolowski E. OstenG. Durchfluss-
zahlen von Blenden mit Eckentnahme
bei kleinen Rohrdurchmessern/ZGesamm.
Ber. Betrieb und Forsch. Ruhrgas A. G.
1965. K. 28. S. 65.
30. Рис. В. Ф., Широков Н. А.
Коэффициенты расхода торцевых диа-
фрагм при нестесненном входе воз-
духа//Энергомашяиостроенне. 1984.
№ 10. С. 13—14.
31. ISO/D1S 5221. Draft interna-
tional standart. Guide to methods
of measuring air flow rate in an air
handling duct. 1980.
32. Eujen E., Burcke 0. Durchfluss-
zahl von Normdusen in Einlauf Roh-
662
res//BWK. I960. Bd. 12. N 10. S. 63—
64.
33. Mikyskova M. Merem prutoku
vzduchie na sacin hrdle ventilatoru
centricou clonou skratrou dyzov Ventu-
rihoZ/Mereni a regulace. 15. 1967.
N 4. P. 122—128.
34. Schmeiser K- Auslaufmessungen
mit Segmentblenden am Ende einer
Rohrleitung/ZBWK. I960. Bd. 12. N 12.
S. 540—541.
35. Stach E. Die Beiwerte von Norm-
dflsen und Normblenden im Einlauf
und AuslaufZ/Z. VDI. 1934. Bd. 18.
N 6. S. 187—189.
36. Thibessard G. Ausflussversuche
mit Blenden am Ende einer Rohrlei-
tung//BWK. 1956. Bd. 8. N 3. S. 116—
117.
К главе 5
1. Дембовскнй В. В. Особенности
течения газов в капиллярных кана-
лах//Измерител. техника. 1968. № 6.
С. 44—45.
2. Abram J., Jones R. F. С.,
McVeigh J. C. A resistance flowmeter
for liquids at low Reynaids number//
Mesurm. and Instr. Review. Jan.,
1969. P. 17—18. Feb. P. 91—92.
3. Chase J. D. Sintered plate flow-
meter//J. Sc. Instr. 1964. Vol. 41.
N 6. P. 386—387.
4. Creeff С. E., Hackman J. R.
Capillary flowmeters//ISA Journal.
1965. Vol. 12. N 8. P. 75—78.
5. Foss P. W. A novel design of
viscous flowmeter//Adv. Flow Meas.
Techn. Pap. C4 Int. Conf. Warwick.
Sept. 9—11, 1981. P. 95—109.
6. Foss P. W. The calibration of
viscous flowmeters subject to pulsa-
ting flow/ZFLOMEKO 1985. P. 231—
236.
7. Hughes A. R. New Laminar
flowmeter/ZInstr. Contr. Syst. 1962.
Vol. 35. N 4. P. 98—100.
8. Lloyd M., Polentz P. E. Capil-
lary flowmetering/ZInstr. Contr. Syst.
1961. Vol. 34. Nil. P. 648—650.
9. Lorenzi A. Evaluating the design
of a prototype linear resistance flow-
meter/ZContr. Instr. 1975. Vol. 7. N 9.
P. 24—27.
10. Morsi S. A. The Pad and Quad-
resistor—Two methods of fluid flow
measurement//Proc. Instr. Meeh, Engrs.
1976. Vol. 190. P. 205.
11. Wieners N., Peters F., Merz-
kirch M. Calibration of a linear pad
resistor/ZFLOMEKO 1978. P. 275—278.
12. Cortelyon J. T. Centrifugal flow
measurementZ/Instr. Contr. Syst. 1960.
Vol. 33. N 2. P. 276—280.
13. Craig T. G. Gas measurement
by pipe elbows//VJ. Vi Un. Bull.
1967. N 83. P. 240—248.
14. Murdock J. W., Foltz C. J.,
Gregory C. Performance characteristics
of elbows flowmeters/ZTrans. ASME.
Ser. D. 1964. Vol. 86. P. 498—506.
15. Oguhi V. 180° Bend flowme-
ter/ZMemoirs of Chubu Institute of
Technology. 1982. Al8. P. 1—9.
16. Replogle J. A., Lloyd E. M.,
Brust K. J. Evaluation of pipe elbows
as flow meters/ZJ. Irrigat and drain
Division. Proced. Amer. Soc. Civil
Engrs. 1966. Vol. 92. N 3. P. 17—34.
17. Sentek J., OdziewaB. Durchfluss-
messverfahren an gekriimmten Roh-
ren/ZMaschinenbautechnik. 1978. Bd. 27.
N 6. S. 277—279.
10. Taylor D. C., McPherson M. B.
Elbow meter performance//.!. Amer.
Water. Works Assoc. 1954. Vol. 46.
P. 1087—1095.
19. Tsuji S., Kowashlma G. The
discharge coefficient of centrifugal head
flow meter//Bull. of ISME. 1966. Vol. 9.
N 34. P. 300—305.
20. Грабовский A. M., Иванов К- Ф.
Измерение расхода воды интегрирую-
щими трубками на насосных стан-
цнях//Гидравлика и гидротехника,
Киев, 1968. № 6. С. 114—117.
21. Грабовский А. М., Гусак А. И.,
Щетинин Л. М. Измерение расхода
воды при помощи осредняющего кре-
ста//Гидравлика н гидротехника. Ки-
шинев, (975. С. 52—56.
22. Грабовский А. М., Иванов К. Ф.,
Казаков А. И. Новые исследования
в области измерения расхода осред-
няющими напорными трубками//По-
вышеиие точности измерения расхода.
Л.: ЛДНТП, 1988. С. 36—38.
23. Иванов К. Ф., Дубинский Н. М.
Расходомеры на базе осредняющих
напорных трубок//Повышение точ-
ности измерения расхода. Л.: ЛДНТП,
1988. С. 30—34.
24. Левин Б. М., Лопатин А. Н.,
Лопатина И. М. Использование кон-
фузоров в напорных трубах для из-
мерения расхода методом площадь—
скорость//Измерител. техника. 1986.
№ 4. С. 39—41.
25. Некрасов Б. Б. Новый расходо-
мер для жидкостей и газов и его ис-
следование//Изв. вузов. Машино-
строение. 1973. № 1. С. 78—81.
26. Ниценко В. И., Щелоков Я. М.
Измерение усредненного динамического
напора запыленного потока//Эиерге-
тик. 1965. № 4. С. 12—14.
27. Carleton F. Е., Kadleg R. Н.
Impact tube gas velocity measurement
at high temperatures/ZAIChEJ. 1972.
Vol. 18. N 5. P. 1065—1067.
28. Dall H. E. Withdrawable Pilot
devices for pipelinesZ/Instrum. Eng.
1962. Vol. 3. P. 135—139.
29. Doig I. D., Rose D. W. Trans-
verse tubes as Pitot probes in cylin-
drical conduits/ZMechanical-Chemical
Engin. Transact. May, 1969. P. 25—30.
30. FlowmeasurementZ/Colliery En-
gineering. Jan., 1957. P. 34—35.
31. Folsom R. G. Review of the
Pitot tube/ZTrans. ASME. 1956. Vol. 78.
N 7. P. 1447—1460.
32. ISO 3966(1977). Measurement of
fluid flow in closed conduite — velo-
city area method using Pilot-static
tubes.
33. Kruppe H. Gasmengenmessung
mit StromungssondenZ/Technische
Oberwachung. 1965. Bd. 6. N 10.
S. 340—347.
34. Lajos T., Preszler L., Blaho.
The estimation of the error at the flow
rate measurement by Pilot-static tube//
FLOMEKO 1978. P. 481—485.
35. Litchinko V. M. La mesure de
debits sans pertes de charge/ZChaleur
et Industrie. 1958. N 339. P. 243—
262.
36. Mathivet P. Utilisation des Can-
nes derivees du tube de Pilot poor
1’etude des debits le conduites/ZHoille
blance. 24. 1969. N 5.
37. Puente Gracia, Prados Gonzalea,
Rubio Penas. Sonda demmedia de cau-
dal Annubar/ZMetalurgia у electricidad.
Mayo, 1981. N 523. P. 63—66.
38. Schetinin L., Umer G. Volu-
menstrommessung mit Integrations-
druckrohrchen//Wiss. Z. Techn. Uni-
vers. Dresden, 1979. Bd. 23. N 3.
S. 667—669.
К главе 6
1. Антонович А. А. Сальниковое
устройство для очистки отборных тру-
бок сужающих устройств//Измерител.
техника. 1964. .Ns 11. С. 55—57.
663
2. Бернгардт В. В., Обиовлен-
ский П. А. Непрерывная продувка
расходомеров переменного перепада
давления/Измер. расх. жидк., газа
и пара. М., 1967. С. 55—59.
3. Борозняк Н. Г., Юров П. И.
Ремонт и поверка первичных кон-
трольно-измерительных приборов. М.:
Химия, 1988. 239 с.
4. Каменев А. В., Лепешкин Л. Н.,
Литвинов Л. И. Расходомер с сужаю-
щим устройством для водопонижаю-
щих скважин//Измер. расх. жидк.,
газа и пара. М., 1973. С. 14—16.
5. Кремлевский П. П., Гонек Н. Ф.
Отбор измерительных импульсов на
трубах и агрегатах, подверженных
карамелизации//Гидролизн. пром-сть
СССР. 1951. № 2 (20). С. 19—20.
6. Литвиненко А. М. Исследование
водомера Вентурн на гидросмеси//Тр.
ВНИИгидромашиностроения. 1958.
Вып. 22. С. 153—167.
7. Милишкевич А. П. Приспособле-
ния для чистки импульсных отборов
расходомеров//Измерител. техника.
1966. № 18. С. 82—83.
8. Попов Р. Б. Расходомеры, плотно-
меры и уровнемеры для пульпы под
давлением//Тепл. приборы и регуля-
торы. 1956. Вып. 3. С. 167—-187.
9. Сорокин Н. Ф., Бесицкий Р. М.
Расходомер для измерения расходов
застывающих, агрессивных и кри-
сталлизующихся жидкостей//Авт. и
КИП, 1975. № 3. С. 23—24.
10. Тихонов А. Н. Измерение рас-
хода вязких и коксующихся продук-
тов расходомерами переменного пере-
пада давления//Авт. и КИП, 1974.
№ 6. С. 18—19.
11. Чистяков С. Ф. Монтаж прибо-
ров теплотехнического контроля и
средств автоматизации на электростан-
циях. М.: Энергия, 1976. 352 с.
12. ISO/ТС 30/secretariat-(10)-20E.
First draft proposal for an ISO Recom-
mendation for connections for pressure
signal transmissions between primary
and secondary elements. May, 1968.
13. Lindford A. Flow measurement
of corrosive and similar Fluids/ZJ.
Fluid Handling. Febr., 1957. P. 32—42.
14. Powell J. E. The versatile purge
meter/Zlnstr. Contr. Syst. 1961. Vol. 34.
N 4. P. 641—642.
К главе 7
1. Басин Л. Г. Высокочувствитель-
ный двухжндкостный дифференциаль-
664
ный микроманометр//Измерител. тех-
ника, 1956. № 2. С. 31—32.
2. Беляк Н. И. Микроманометры.
Киев. Гостехиздат, 1953. 152 с.
3. Гонек Н. Ф. Манометры. Л.:
Машиностроение, 1979. 174 с.
4. Жукова Л. А., Колоколова Н. А.,
Сухиев В. А. Измерение малых пере-
падов давления в разреженных га-
зах//Изв. АН СССР. ОТН-механика
и машиностроение. 1961. № 6. С. 174—•
177.
5. Родес Т. Д. Производственные
контрольно-измерительные приборы.
Л.: Госхимиздат, 1948. 244 с.
6. Файнберг М. М., Торопов А. П.
Ртутно-платиновые манометры//Точ.
индустрия. 1940. № 10. С. 1—6.
7. Budan L., Denis J. Lecteur auto-
matique pour manometre a colonne
liquideZZMes. Contr. Ind. 1963. T. 28.
N 319. P. 1639—1649.
8. Geyger N. Inductive Ferniiber-
tragungZ/ATM. 1935. N 46. Vol. 3822—1.
9. Wiinsch G., Ruble H. Mess-
gerate im Industrialbetriebe. Berlin:
Springer Verlag, 1936. S. 214—215.
К главам 8—10
1. Архипов M. А. Исследование ин-
дукционной телеметрической системы//
Точ. индустрия. 1940. № 7. С. 8—14.
№ 8. С. 3—6.
2. Кремлевский П. П. Влияние тем-
пературы на показания поплавковых
дифманометров//Тр. ВНИИМ. 1962,
Вып. 62 (122). С. 62—67.
К главе 11
I. Андреева Л. Е. Упругие элементы
приборов. М.: Машгиз, 1962. 455 с.
2. Быстрова В. И. К расчету гофри-
рованной мембраны с плоским цен-
тром//Изв. вузов. Приборостроение.
1968. № 6. С. 95—97.
3. Быстрова В. И. Некоторые во-
просы расчета мембран сложного про-
филя//Изв. вузов. Приборостроение.
1969. № 9. С. 94—96.
4. Быстрова В. И., Кремлев-
ский П. П. Прогиб гофрированных
мембран с цилиндрическим краевым
гофром.//Измерител. техника. 1970.
№ 7. С. 27—28.
5. Миронов В. Д., Николаев Г. В.,
Сафонов В. И. Датчики с унифициро-
ванным выходным сигналом, основан-
ные на принципе компенсации маг-
иитиых потоков//Приборы и системы
управления. 1974. № 7. С. 27—29.
6. Николаев Г. В. Датчики давле-
ния и перепада давления с компенса-
цией магнитных потоков (обзор зару-
бежной литературы)//Приборы и си-
стемы управления. 1973. № 4. С. 43—•
46.
7. Сольц В. А. Немагнитные кор-
розиоиностойкие сплавы для упругих
чувствительных элементов//Перспек-
тивы развития упругих чувствнт. эле-
ментов. М., 1961. С. 263—273.
8. Тюкель Г. И. Измерение давле-
ний н расхода газа при помощи мем-
бранных и сильфонных упругих эле-
ментов с проволочными преобразовате-
лями//Проволочная тензометрия. М.;
Л., 1959. С. 3-10.
9. Федосеев В. И. Упругие элементы
точного приборостроения. М.: Оборон-
гиз, 1949. 343 с.
10. Чериицкий М. Б. О температур-
ной погрешности и погрешности за
счет сжимаемости жидкости в двух-
сильфонных дифманометрах с жестко
и нежестко связанными сильфонами//
Бюл. НИИтеплоприбор. 1958. № 4—5.
С. 15—17.
11. Шпицберг А. Л. Новые дис-
персионно твердеющие сплавы для
упругих чувствительных элементов//
Перспективы развития упругих чувств,
элементов. М., 1961. С. 248—262.
К главе 12
1. Гафанович М. Д. Дифференциаль-
ные манометры Харьковского за-
вода КИП//Измер. расх. жидх., газа
и пара. М., 1965, С. 10—28.
2. Диденко К. И. Мембранный ком-
пенсационный дифманометр//Приборо-
строение, 1960. № 1. С. 9—13.
3. Заседателев С. М., Рухадзе В. А.
Вопросы конструирования первичных
приборов — дифманометров с пнев-
матической силовой компенсацией//Си-
стемы устройства и элементы пневмо-
и гидроавтоматики. М., 1959. С. 61—76.
4. Кенигсберг В. Л., Юров-
ский А. Я., Рухадзе В. А. Новые
дифференциальные маиометры//Измер.
расх. жидк., газа и пара. М., 1967.
С. 36—43.
5. Рыбаков М. М., Николаев Г. В.,
Юровский Л. Я. Дифманометры с элек-
трической силовой компенсацией//Тр.
НИИтеплоприбора. 1961. № 2. С. 5—
63.
6. Penzold W. Zur Theorie des Kraft-
kompensierenden//Transmitters Auto-
matisierung. 1961. Bd. 4. N 8. S. 329—
330.
7. Schodel W. Zur Nullpunkt Sta-
bilitat pneumatischen Differenzdrick//
Umformer-ATM. 1962. N 313. R—13.
R—16.
К главе 13
1. Абдеев Ю. М., Зиновьев В. П.,
Макаревич С. П. Автоматическое из-
мерение расхода чистого кислорода
в кислородио-воздушном дутье//Изме-
рител. техника. 1967. № 2. С. 92.
2. Аберман Л. Г., Ларионов Ю. А.,
Лачков В. И. Специализированные
микропроцессорные средства локаль-
ной автоматизации//Приборы и системы
управления. 1983. № 1. С. 31—33.
3. Александров А. А. Международ-
ные таблицы и уравнения для динами-
ческой вязкости воды и водяного пара//
Теплоэнергетика. 1977. № 4. С. 87—91.
4. Бегота Р. В., Балыч Б. И.,
Кос В. М. Аналоговое устройство
для вычисления мгновенного и ин-
тегрального массового расхода газа//
Контр.-измерител. техника. Львов:
Вища школа. 1985. Вып. 38. С. 37—40.
5. Вукалович М. П., Алексан-
дров А. А., Трахтенгерц М. С. Урав-
нения состояния перегретого пара для
промышленных расчетов на ЭЦВМ//
Теплоэнергетика. 1968. № 9.
6. Вукалович М. П., Ривкин С. Л.,
Александров А. А. Таблицы теплофи-
вических свойств воды и водяного
пара. М.: Изд-во стандартов. 1969.
7. Гафанович М. Д. Дифманометры-
расходомеры с автоматической кор-
рекцией по нескольким параметрам
газа//Измерител. техника. 1959. № 10.
С. 47—51.
8. Гудрит Е. Р. Автоматизация рас-
четов расходомеров с нормализирован-
ными сужающими устройствами//По-
вышение точности измерения расхода.
Л.: ЛДНТП, 1988. С. 25—27.
9. Кабза 3. Математическое моде-
лирование расходомеров с сужающими
устройствами. Л.: Машиностроение,
1981. 116 с.
10. Кахаиович В. С. Измерение рас-
хода веществ и тепла при переменных
параметрах. М.: Энергия, 1970. 167 с.
11. Пистуи Е. П. Применение вы-
числительной машины в схеме расходо-
мера переменного перепада давле-
665
иия//Измер. расх. жидк., газа и пара.
М., 1973 С. 16—20.
12. Пистун Е. П., Крук И. С.
Оценка точности расходомерных си-
стем на базе микроЭВМ//Измернтел.
техника. 1986. № 4. С. 32—33.
13 Пистун Е. П., Крук И. С., Ле-
совой Л. В. Расчет стандартных су-
жающих устройств расходомеров пере-
менного перепада давления на ЭЦВМ
в соответствии с РД 50-213-80//Изме-
рител. техника. 1987. № 1. С. 36—38.
14. Пистуи Е. П., Лесовой Л. В.,
Крук И. С. Новые алгоритмы расчета
коэффициента сужаемости природного
газа для расходомерных систем на
базе микроЭВМ//Повышенне точности
измерения расхода. Л.: ЛДНТП, 1988.
С. 27—30.
15. Расчет расходомеров со стан-
дартной диафрагмой (расход-ДУ). Рес-
публиканский информационно-вы-
числительный центр (РИВЦ), 1986 39 с.
16. Румянцев В. В., Дубинский Я. И.
Пневматическая система автоматиче-
ской коррекции расхода газообразного
потока//Приборы и системы управле-
ния. 1977. № 4. С. 27—28.
17. Шорников Е. А. Улучшение вы-
бора сужающего устройства и аппара-
туры для повышения точности изме-
рения расхода газов//Контр. измери-
тел. техника. Львов, 1985. Вып. 38.
С. 41—43.
18. Шорников Е. А. Выбор сужаю-
щих устройств и аппаратуры для из-
мерения расхода газа, пара и воды по
оптимальным погрешностями для кон-
троля теплоэнергетического оборудо-
вания//Изв. вузов. Энергетика, 1986.
№ И. С. 86—89.
19. Шорииков Е. А. Применение
микропроцессорного устройства
А351-11 для вычисления расхода при-
родного газа, воздуха и теплоты по-
тока газа, пара//Измерител. техника.
1987. № 6. С. 27—28.
20. Шорииков Е. А. Расходомеры
газов, жидкостей и теплоты их пото-
ков с микропроцессорными вычисли-
тельными устройствами//Повышение
точности измерения расхода. Л.:
ЛДНТП, 1988. С. 21—25.
21. Чегодаев В. И. Дифманометр —
расходомер газа с автоматической кор-
рекцией//Измерител. техника. 1972.
№ 1, С. 49.
22. Coulthard J. Flow measurement//
Meas, and Contr. 1985. Vol. 18. N 5.
P. 164—165.
666
23. Kabza Z., Dobrowolski B., Gon-
tarek J. Uproszczona metoda obli-
czania Wykladnika izentropy gasow//
Gas, Woda i Technika Sanitarna. 1982.
N 9—10 S. 165—169.
24. Ujhelyi T., Demeczky J. Electro-
nic solutions for special problems of
flow measurements/ZFLOMEKO 1983.
Budapest, 1984. P. 185—191.
25. Wilmotk R. K. Micro-electronics
in flowmeters and other transducers//
Microprocess. Fluid Power Eng. Conf.
Bath. 3—4 Sept., 1984. London, 1984.
P. 89—95.
К главе 14
I. Акимов В. Ф. Измерение расхода
газонасыщенной нефти. М.: Недра,
1978. 200 с.
2. Акимов В. Ф. Щелевые расходо-
меры непрерывного взвешивания// Рас-
чет и конструирование расходомеров.
Л.: Машиностроение, 1978. С. 71—74.
3. Дуб Я. Т. Расчет формы выреза
в стенке пропорционального водо-
слива//Автомат. контроль и измерител.
техника. Киев: Изд-во АН УССР.
1964. № 8.
4. Дуб Я. Т., Шкурченко В. Л. Ще-
левые расходомеры. Киев: Изд-во Нау-
кова думка, 1972. 86 с.
5. Дуб Я. Т., Шкурченко В. Л.
Дмитриева Т. Д. Экспериментальное
определение коэффициента расхода ще-
левых расходомеров расплавленной
серы с прямоугольной измерительной
щелью//Автомат, контроль и измери-
тел. техника. М.: Изд-во АН УССР.
1963. № 7. С. 172—176.
6. Елисеев В. Г. Щелевые расходо-
меры жидкости//Тр. УКР ГИПРО-
НИИнефть. 1976. Вып. 18. С. 171—179.
7. Кабардин Т. А., Ледвин Н. К.,
Зингер М. И. К вопросу о методике
расчета измерительных щелей щеле-
вого расходомера.//Тр. ВНИИКАиеф-
тегаз. Автом. технол. процессов. Не-
дра. 1970. Вып. 3. С. 53—59.
8. Каймашииков М. Л. К вопросу
теории щелевых расходомеров//Тр.
ГИПРОвостокнефть. 1970. № 20.
С. 132—137.
9. Коробов А. П., Виноградов Ю. И.,
Акимов В. Ф. Построение профиля
пропорциональной щели для расходо-
меров переменного уровня//Измерител.
техника. 1971. № 2. С. 53—55.
10. Лобачев П. В. Пропорциональ-
ные водосливы для измерения расхода
сточных вод//Водоснабжение и сани-
тары. техника. 1970. Ns 7.
11. Лобачев П. В. Расходомеры для
безнапорных потоков жидкости//При-
боры и системы управления, 1972.
№ 10. С. 20—23.
12. Шкурчеико В. Л. К вопросу
измерения расходов жидкости расходо-
мерами с прямоугольной измеритель-
ной щелыо//Контр.-измерител. тех-
ника. Львов, 1966. Вып. 3. С. 129—
133.
13. Banks W. Н. Н., Burch С. R.,
Shaw Т. L. The design of proportional
and logarithmic thin — plate weirsZZJ.
of Hydraulic Research, 1968. N 2,
P. 5—32.
14. Hansen M. Ober das Ausfluss-
problem//VDI-Forschungsheft, N 428.
S. 5—32.
15. Lauffer H. Einfluss der Ober-
flachenspannung auf der Ausfluss aus
Poncelet-Offnungen/ZForschung. 1934.
N 5.
16. Rogerer H., Lau E., Loffel H.
Flussigkeitmengenmessung nach der
AusflussmethodeZ/BWK. 1959. Bd. 11.
N 1. S. 30—33.
17. Schneider A. Ausflusskoeffizien-
ten von Poncelet Oeffnungen//VDI
Forschungsheft 213. Berlin: VDI Ver-
lag, 1919.
18. Schultes W., Jaroschek K., Werk-
meister H. Untersuchungen liber Aus-
flussmessungen mit scharfkantigen Blen-
den//Forschung. 1938. N 9.
19. Singer J., Lewis D. C. G. Pro-
portional-flow weirs for automatic sam-
pling or dosmgZ/Water and water en-
gineering. March, 1966. P. 105—111.
К главе 15
1. Бажаиов A. H., Затуловский С. М.
Измерение расхода загрязненных и
застывающих жидкостей на Ново-
куйбышевском HFI3ZZAbt. и КИП.
1978. № 1. С. 22—25.
2. Балдин А. А., Бошияк Л. Л.,
Соловский В. М. Ротаметры. Л.: Ма-
шиностроение, 1983. 198 с.
3. Бар-Слива В. И. Компенсация
влияния измерения вязкости иа пока-
зания расходомеров обтекания/ZnpH-
боры и системы управления. 1977.
№ 4. С. 21—23.
4. Вербицкий Л. Е., Рабеджа-
нов Н. Р. Улучшение метрологиче-
ских характеристик расходомера с маг-
нитной подвеской/7Докл. АН Таджик-
ской ССР. 1981. Т. 24. № И. С. 703—
705.
5. Грабовский А. М., Денисов А. Ю.
РаСХОДОМер С ПОВОРОТНЫМ KpbWIOMZ/
Расчет и конструирование расходо-
меров. Л.: Машиностроение, 1978.
С. 63—65.
6. Грознецкий В. В., Сиваков М. А.,
Тарелкин А. К. Ротаметрический рас-
ходомер с акустической индикацией
поплавка//Прнборы и системы управ-
ления. 1976. № 10. С. 27—29.
7. Денисов А. Ю. Преобразователь
расхода с поворотной лопастью//Повы-
шеиие точности измерения расхода.
Л.: ЛДНТП, 1988. С. 41—45.
8. Евсеев В. С., Найденко Л. Г.
Специальный прямоточный poTaMeTpZZ
Авт. н КИП 1981. № 2. С. 23—24.
9. Каратаев Р. Н. Безразмерные
критерии и подобие потоков в расходо-
мерах постоянного перепада давле-
hhhZ/Hsb. вузов. Авиационная тех-
ника. 1974. № 3. С. 127—130.
10. Каратаев Р. Н., Копырии М. А.
Расходомеры постоянного перепада
давления. М.: Машиностроение, 1980.
95 с.
11. Лосев Л. П. Компенсационный
расходомер обтекания//Авт. и КИП.
1974. № 6. С. 5—8.
12. Миронов Ю. С., Фрейдгейм Н. И.
Влияние наклона ротаметра на изме-
нение его noKasaHHftZ/HsMepHTen. тех-
ника. 1972. № 4. С. 43—44.
13. Мясников Н. С. Особенности
проектирования датчиков расхода о
телом обтекания для измерения вяз-
ких жидкостей//Тр. метролог, ин-тов.
1970. Вып. 122 (182). С. 119—125.
14. Петров А. И. Условия полного
физического подобия потоков несжи-
маемой жидкости в ротаметрах и ме-
тоды градуирования ротаметров//Из-
мерител. техника. 1955. № 4. С. 3—6.
15. Прокопенко А. В., Скобель-
цын Ю. А. Гидродинамический рас-
ходомер водного раствора Kap6aMHflaZZ
Авт. и КИП. 1978. № 4. С. 18—21.
16. Улезко Д. Н. Симметричный
расходомер постоянного перепада//Из-
мерител. техника. 1960. № 9. С. 56—
57.
17. Фалин В. А. Расходомер обте-
кания с линейной шкалой.//Измер.
расх. жидк., газа и пара. М., 1967.
С. 81—88.
18. Arora Y. L. The rotameter as
a controller/ZChemical age of India.
1967. Vol. 18. N 8. P. 566—567.
667
19. Hop A. G. Floatmaster //Contr.
Instrumentation. Jan., 1970. P. 31—35.
20. Kendall E. S. M., Smerek P. L.
Simple single phase and homogeneous
multiphase bidirectional flowmeter//
Rev. Sci. Instr. 1981. Vol. 52. N 6.
P. 880—882.
21. Klaus K. Neuer Durchflussmen-
genmesser und Wachter nach dem
Prinzip des Federbelasteten Schwebe-
korper//Messen, priifen, automatisieren,
1987. N 4. S. 188—190.
22. Lefumeux A. Les cellules photo-
conductricesZ/Mesures, regulation, auto-
matisme. 1970. Cah. 35. N 5. P. 153—
156.
23. Lilen H. Mesure des debits de
liquedes: le debitmetre a flotteur rota-
tif//Electronique Industrielle. Oct.,
1965. N 87. P. 418—421.
24. Lutz K. Rotamesser mit Trans-
mitter und SignaleinrichtungZ/Verfah-
rens-Technik. 1970. Bd. 4. N 4. S. 104—
144.
25. Martin I. J. Calibration of rota-
meters//Chem. Engng. Progr. 1949.
Vol. 45. N 5. P. 338—342.
26. Mori Y., Maki M., Nlshiwaki N.
On float-area-type flow meters (Non-
Newtonien fluid)//Bull. ISME. 1969.
Vol. 12. N 52. P. 810—818.
27. Paulisch G. Berechnung von Sch-
webekorper-Durchflussmesser in der
Betriebspraxis//Z. MSR. 1964. Bd. 7.
N 10. S. 109—120.
28. Ruppel G., Umpfenbach К. I.
Stromungstechnische Untersuchungen an
Schwimmermessern//Tech. Meeh. Therm.
1930. Bd. 1. N 6. S. 225—233. N 7.
S. 257—267. N 8. S. 290—296.
29. Schulman H. R., Van Wor-
mer K. A. Flow measurement with
ball flow meters//A. I. Ch. Eng. Journ.
1958. Vol. 4. N3. P. 380—391.
30. Scott M. J. The control of hyd-
raulic and pneumatic systems using
flow indicators//Plant. Eng. 1983.
Vol. 27. N 6. P. 26—28.
31. Shiba K., Doi K. Movable ori-
fice flowmeter//Oyo buturi. 1983.
Vol. 52. N 2. P. 174—179.
32. Smigielski J. Plywakowy przep-
lywomierz electromagneticzny ze
sprzezeniem indukcyinymZ/Biuletyn In-
stytut Maszyn przeplywowych PAN.
Gdansk, 1976. 55 s.
33. Wagenbreth H. Schwebekorper-
Durchflussmesser//Chem. Ing. Technik.
1961. Bd. 33. N 9. S. 606—612.
668
34. Wagner F. E. On the develop-
ment of a selfcompensating drag plate
flow-meter//Meas. Flow Proc. IMEKO
Symp. Flow Meas, and Contr. Ind.
Tokyo. 1979. Tokyo. 1980. P. 285—289.
35. Ямамото X., Хомото X. Ото-
месен (Япои.). 12. 1967. № 9. С. 81—
86.
К главе 1в
1. Антонов А. С. Турбинно-опти-
ческий преобразователь расхода//По-
выш. точн. измер. расхода. Л.: ЛДНТП,
1988. С. 45—48.
2. Балдин А. А., Бухонов А. Д.,
Жерлицын А. Г. Линеаризация ха-
рактеристики турбинных расходоме-
ров//Расчет и констр. расходомеров.
Л.: Машиностроение, 1978. С. 89—91.
3. Балдин А. А., Бухонов А. Д.,
Жерлицыи А. Г. Влияние местных
сопротивлений иа характеристики тур-
бинных расходомеров//Расчет и кои-
стр. расходомеров. Л.: Машинострое-
ние, 1978. С. 85—89.
4. Балдин А. А. Повышение точ-
ности и метрологической надежности
турбинных преобразователей расхода//
Измерител. техника. 1982. № 10.
С. 30—31.
5. Бар-Слива В. И. Турбинный рас-
ходомер с разрезным профилем лопа-
стей для сред с переменной вязкостью//
Авт. и тел. нефт. пром-сти. 1974.
№ 6. С. 16—18.
6. Бирецкий М. И., Нероненя Л. С.
Вихревые расходомеры//Проблемы ис-
пользования водных ресурсов. Минск,
1971. С. 162—166.
7. Бобровников Г. Н., Иванов М. Ф.,
Камышев Л. А. Определение осевого
усилия иа рабочем колесе и момента
трения в подшипниках качения тур-
бинного датчика расхода//Изв. ву-
зов. Машиностроение. 1969. № 11.
С. 96—102.
V 8. Бобровников Г. Н., Камы-
шев Л. А. Теория и расчет турбин-
ных расходомеров. М.: Изд-во Стан-
дартов, 1978. 128 с.
9. Бойко А. В., Яибухтин И. Р.
К вопросу о влиянии геометрии лопа-
стей иа статическую характеристику
газового турбинного расходомера//Пер-
спективы разе. мет. и средств изме-
рения расхода. М.: НИИтеплопри-
бор, 1985. С. 72—79.
V10. Бошняк Л. O.t Бызов Л. Н.
Тахометрические расходомеры. Л.: Ма-
шиностроение, 1968. 210 с.
II. Бошияк Л. О. Современное со-
стояние исследований и разработок
тахометрических расходомеров//При-
боры и системы управления. 1972.
№ 9. С. 44—48.
12. Бызов Л. Н., Казначеев Б. А.
Турбинно-тахометрический расходо-
мер для измерения пульсирующих
газовых потоков//Измер. расх. жидк.,
газа, пара. М., 1973. С. 36—40.
13. Бызов Л. Н., Руднев А. В.,
Сафонова Л. Г. Некоторые методы
устранения влияния вязкости на пока-
зания турбинных расходомеров//Из-
мер. расх. жидк., газа, пара. Таллинн,
1972. С. 64—73.
14. Варенников В. С., Пайков М. С.,
Бошияк Л. Л. Опытные характеристики
серий тахометрических расходомеров//
Приборы и системы управления. 1972.
№ 9. С. 50—52.
15. Вовченко Н. Я. Динамические
характеристики скоростного расходо-
мера топлива с вертушкой//Тр. Моск,
авиац. ин-та, 1959. Вып. 109. С. 43—
57.
16. Гладковскнй Ю. Н., Семе-
нов В. А. Турбинный расходомер
класса 05 с диапазоном измерения
20 : 1//Тр. НИИтеплоприбора. 1966.
№ 3. С. 43—49.
17. Гоиек Н. Ф. Образцовый счет-
чик газа//Измер. расх. жидк., газа,
пара. Таллин, 1972. С. 78—83.
18. Золотаревский С. А., Ива-
нов И. Н., Шонии Л. Н. Датчики
расхода с гидродинамическим подве-
сом роторов различного типа//Сред-
ства получения и обработки информа-
ции. М.: НИИтеплоприбор. 1982.
С. 22—28.
19. Золотаревский С. А., Ива-
нов И. Н., Калабушкин А. И. К во-
просу о повышении ресурса и надеж-
ности шариковых расходомеров//Тео-
рет. и эксперим. исслед. в обл. соз-
дания измер. преобразователей рас-
хода. М.: НИИтеплоприбор. 1984.
С. 14—17.
20. Золотаревский С. А., Ива-
нов И. Н., Шоини Л. Н. К вопросу
описания колебательного движения и
предупреждению резонанса гидродина-
мически подвешенного шарового ро-
тора в рабочей камере датчика рас-
хода//Теорет. и эксперим. исслед. в обл.
создания измер. преобразователей рас-
хода. М.: НИИтеплоприбор. 1984.
С. 18—24.
21. Иванов И. Н., Золотарев-
ский С. А. Тахометрический расходо-
мер с гидродинамическим подвесом
шарового ротора//Приборы и системы
управления. 1985. № 12. С. 17—18.
22. Ильинский В. М., Лукья-
нов К. М. Малоинерционные расходо-
меры для измерения неустановившихся
потоков жндкостей//Измер. расх.
жидк., газа, пара. М.: 1973. С. 52—56.
23. Камышев Л. А., Бойко А. В.
Пути улучшения характеристик тур-
бинных расходомеров газовых сред//
Метролог, обеспечение средств изме-
рения расхода, уровня, давления на
стадии разработки, выпуска и экс-
плуатации. М.: НИИтеплоприбор,
1987. С. 24—34.
24. Козлов Л. И., Янбухтин И. Р.
Экспериментальное исследование влия-
ния применяемых защитных смазок
и замены подшипников на погрешность
турбинных расходомеров//Тр. НИИ-
теплоприбора. 1965. № 4. С. 45—55.
25. Комаров Ю. А., Силии М. Д.,
Веялис Н. П. Шариковый танген-
циальный расходомер//Расчет и кон-
струирование расходомеров. Л.: Ма-
шиностроение, 1978. С. 98—101.
26. Кофман Д. Б. Выбор основных
размеров магннтоиндукцнонных гене-
раторов импульсов крыльчато-тахо-
метрических расходомеров//Приборы и
системы управления. 1967, № 7.
С. 7—10.
27. Купреков В. С., Турчеиок А. А.
Турбинный расходомер двустороннего
действия//Расчет и конструирование
расходомеров. Л.: Машиностроение,
1978. С. 91—94.
28. Леванов В. Г., Чумаков А. Г.,
Мезнев А. В. Расходомер с шарико-
вым ротором//Расчет и конструирова-
ние расходомеров. Л.: Машинострое-
ние, 1978. С. 98—101.
29. Марченко А. В. Исследование
тахометрических датчиков расхода ох-
лаждающей воды с гидродинамической
Подвеской ротора//Межвузов. сб. Маг-
нитогорск; МГМИ, 1974. С. 179—182.
30. Марченко А. В. Тахометрические
датчики расхода с левитирующей сфе-
рой//Приборы и системы управления.
1976. № 10. С. 29—30.
31. Мнроичук В. В., Пастернак В. П.,
Овсяников В. Н. Турбинные счетчики
для сжиженных газов и газового кон-
денсата «Норд-1»//Авт. и КИП. 1981.
№ 1. С. 28—30.
32. Мясников Н. С. Измерение рас-
хода вязких жидкостей расходоме-
669
рами с вийтовой аксиальной турбин-
кой со струенаправляющим аппара-
том//Вопр. автоматизации контроля
и управления в нефтедобыче. Казань,
1970. С. 137—145.
33. Мясников Н. С. Расходомеры
с прямолопастной измерительной тур-
биной для измерения вязких жидко-
стей//Вопр. автоматизации контроля
и управления в нефтедобыче. Казань,
1970. С. 157—164.
34. Протопопов Н. Г. Некоторые
вопросы теории и расчета винтовых
ветрочувствительных элементов//? р.
Глав. Геофиз. Обсерватории. 1966.
Вып. 199. С. 3—32.
35. Степанов В. И. Измерение боль-
ших расходов Нефти и нефтепродуктов
турбинными расходоМерами//Измер.
расх. жндк., газа, пара. М., 1973.
С. 32—36.
36. Фахреев И. А. Влияние вязко-
сти на показания расходомера с вин-
товой тахометрической крыльчаткой//
Машины и нефтян. оборудование.
1969. № 12. С. 21—24.
37. Шкловер Г. Г., Коротков П. Ф.
Исследование проточной части расходо-
мера с левитирующим ротором приме-
нительно к теплообменным аппара-
там//Тр. ЦКТИ. 1979. Вып. 173.
С. 95—96.
38. Шонин Л. Н. Тахометрические
шариковые расходомеры//Тепл. и хим,-
техн. приб. И рег-ры. Л., 1968. С. 137—
147.
39. Янбухтин И. Р., Козлов Л. И.,
Денисов А. В. Массовый турборасходо-
мер с компенсацией осевого усилия на
крыльчатке//Тр. НИИтеплоприбор,
1968. №№ 1, 2. С. 64—75.
40. Яибухтин И. Р., Шувалов С. А.,
Денисов А. В. Турбинные расходомеры
для измерения малых расходов жидко-
стей//Приборы и системы управле-
ния. 1972. № 9. С. 48—50.
41. Blows L. G. Towards a better
turbine flowmeter//Int. Conf, on Adv.
in Flow Measur. Techn. Warwick, 1981.
Sept. 9—11. P. 307—318.
42. Danno M., Takimoto M. Bearing-
less Windmill-type gas flowmeter//Bule-
tin of the ISME. 1981. Vol. 24.
P. 1975—1979.
43. Dorsch D. Gasmessungen mit
TurbinenzahlernZ/Gas Warme Internal.
1968. Bd. 17. N 9. S. 344—348.
44. Duffy L. S. Electronic density
correction for a turbine-type flowme-
670
ter//Instr. Engr. 1963. Vol. 3. N 8.
P. 159—163.
45. Engelhardt H. Stramungstech-
nische Grundlagen der Turbinenzah-
ler//VDI-Berichte. 1964. N 86. S. 77—
84.
46. Fontenay L. Mesure de debits
de liquides//Les debitmdtres massiques
automatiquesZ/Electronique industriel»
le. 1966. N 91. P. 78—86.
47. Furness R. A. Theoretical and
experimental developments on bearing-
less turbine flowmeters//Int. Conf, on
Adv. in Flow Measur. Techn. Warwick.
1981. Sept. 9—11. P. 293—306.
48. Hayes E. N. How new turbine
meters work and what they can do//
Pipe line industry. 1962. Vol. 17. N 5.
P. 57—59.
49. Hayward A. T. J. Modern tur-
bine metering systems for crude oil//
Petroleum Review. 1982. Nov. Vol. 36.
P. 24—27.
50. Hochreiter H. W. Dimentionless
correlation of coefficients of Turbine-
type flowmeters//Trans. ASME. 1958.
Vol. 80. № 7. P. 1363—1368.
51. Jepson P., Bean P. G. Effect
of upstream velocity profiles on turbine
flowmeter registration//Journ. Meeh. En-
gin. Science. 1969. Vol. 11. N 5.
P. 503—510.
52. Lehmann N. Turbinenzahler fur
Durchflusschtarken und hohe Viskosi-
tat//VDI-Berichte. 1964. N 86. S. 105—
108.
53. Lee W. F. Z., Karlby H. A study
of viscosity effect and its compensation
of turbine-type flowmeters//Trans.
ASME. Ser. D. 1960. Vol. 82. N 3.
P. 1—9.
54. Maul W. A. Cycloquant — ein
neues Zahlerprinzip//Techn. Mitteil.
Bopp u. Reuter. 1967. N 60. S. 80—83.
55. Menkyna V. Correction of the
error curve of axial turbine liquid
flow meters//Proc. 3rd Cong. Fluid
Meeh, and Fluid Mach. Budapest, 1969.
p зуд 379.
56. Miller E. W. Turbine Gas-flow
sensorZ/Instr. Contr. Syst. 1962. Vol. 35.
N 1.
57. Moutet A. Debitmetre a court
temps de repose//La recherche aeronau-
tique. 1958. N 63. P. 13—25.
58. Plautsch D. A. Transfer proving.
Custody transfer using insertion tur-
bine flowmeters//Adv. Instrum. Vol. 38:
Proc. ISA Int. Conf, and Exhib; Hou-
ston. Тех. 10—13 Oct. 1983. Pt. 1.
P. 31—41.
59. Powell B. W. Propeller merer
with gas bearingZ/Engineering. 1961.
N 3. Nov. P. 566—567.
60. Salami L. A. Towards standar-
tization of turbine-type flowmeter//
Int. Cinf. on Adv. in Flow Measur.;
Techn., Warwick. Sept. 9—11. 1981.
P. 278—292.
61. Scott M. J., Cousins T. Insertion
flowmeter//NEL Fluid Meeh. Silver
Jubilee Conf. Glasgow, 1979. P. 1—15.
62. Shafer M. R. Performance cha-
racteristics of turbine flowmeters/ZTrans.
ASME. Ser. D. 1962. Vol. 84. N 4.
P. 471—485.
63. Tan P. A. K., Hutton S. P.
Experimental, analytical and tip clea-
ranse loss studies in turbine-type flow-
metersZ/Modern developments in Flow
measurements. Harwell, 1972. P. 321—
346.
64. Thompson R. E., Grey J. Tur-
bine flowmeter performance model//
Paper ASME. 1969. NWA/FM-2. P. 11.
65. Turbine flowmeter has no bea-
rings//Chemical Eng. 1977, Vol. 84.
N 6. P. 91—92.
66. Turbinerzahler-mittelbare Volu-
menzahler fur die Mengen und Durch-
flussmessung von Fliissigkeiten und
Gasen/ZTechnica, 1967. Bd. 16. N 15.
S. 1465—1469.
67. Van Rijn J. C., Larys B. Vortex
velocity type floWmeter//The petro-
leum Engineer. 1957. Vol. 29. N 9.
P. B27—D30.
68. Werner H. Der Turbinenzahler,
seine Konstruktion, seine Messeigen-
schaften und seine Einsatz als Mittel-
barer Massenzahler/ZTechn. Mitt. Bopp-
Reuter. 1965. Dopplehelf. S. 93—111.
69. Yamada M. Insertion turbine
meter for Industrial waste gas measu-
rement//Meas. Flow Proc. IMEKO Symp.
Flow. Meas, and Control. Ind. Tokyo,
1980. P. 221—225.
70. Yard J. S. Characteristics and
uses of turbine flowmeters//ISA Jour-
nal. 1959. Vol. 6. N 5. P. 54—59.
К главе 17
1. Агабеков H. Г., Арутюнов Л. А.,
Цабкевнч Э. Р. Счетчики жидкости
ковшового типа//Нефтяиое хоз-во.
1965. № 9. С. 54—58.
2. Бродин И. С. Современные про-
мышленные приборы для измерения
количества газа//Приборы и системы
управления. 1972. № 10. С. 23—25.
3. Гонек Н. Ф. Анализ равномер-
ности работы ротационных счетчиков
газа//Тр. ВНИИМ. 1961. Вып. 50
(10). С. 108—116.
4. Дуброва Т. Н. Объемные счетчики
расхода жидкости с овальными шестер-
иями//Тепловые приборы и регуляторы.
М.; Л.; 1954. С. 232—249.
5. Киясбейля А. Ш., Лифшиц Л. М.
Счетчики и расходомеры жидкости
с овальными шестернями. М.: Машино-
строение. 1983. 144 с.
6. Когаи Д. В. Автоматический тер-
мокорректор для объемных измерите-
лей количества жидкости//Измер. расх.
жидк., газа, пара. М., 1965. С. 213—
222.
7. Расходомеры — счетчики топ-
лива ролико-лопастного типа
Б. М. Левин, В. В. Д о м о г а ц -
к и й, В. Ф. Б о й к о, Б. М. Ф и л и -
монов, М. Д. Батакшова,
А. Д. Б у хо но в//Измерител. тех-
ника. 1986. № 4. С. 36—38.
8. Решетов Л. Н., Ннкаидров В. А.,
Горииа Т. И. Проектирование про-
филя кулачка лопастного счетчика
для жидкостей//Тр. МВТУ, 1967. № 2.
Ч. 2. С. 193—211.
9. Таратута Р. Н., Артюиов Л. А.,
Цабкевич Э. Р. Лопастные счетчики.
М.: Машиностроение, 1968. 143 с.
10. Тупиченков А. А., Абдураши-
тов С. А., Мануков Э. С. Счетчики
жидкости. М.: Изд-во Стандартов,
1980. 152 с.
11. Berthold W. Ringkoibanzahler
fur die chemische Industrie//Chem. Ing.
Techn. 1979. Bd. 51. N 9. S. 886—888.
12. Bluschke H. Volumenmessung mit
Flflssigkeitszahlern im eichpflichtigen
VerkehrZ/Techn. Mitteilung. 1967.
Bd. 60. N 6/7. S. 278—283.
13. Conrad F., Trostmann E. A se-
rvo-controlled volume rate flowme-
ter//Int. Conf. Adv. in Flow Measur.
Techn.; Warwick. Sept. 9—11. 1981.
P. 223—229.
14. Eberle J. Der periodische An-
zeigefehler von Ovalradzahlern/ZErdol
u. Kohle. 1968. Bd. 21. N 12. S. 786—
791.
15. Ebert M. Ovalradzahler fur Flfls-
sigkeitenZZATM. 122—19. Aug. 1957.
S. 177—180.
16. Ebert M. Servo-Ovalradzahler/Z
Techn. Mitteil. Bopp-Reuter. 1965. Dop-
pelhelt. S. 76—80.
671
17. Hahn В. Zur Theorie des Treib-
schieberzahler//SiemensZeitschrift. 1967.
Bd. 41. N 8. S. 687—692.
18. Hengstenberg T. Aufbau und Ei-
genschaften von Volumenzahlern fur
FlfissigkeitenZ/Technische Mitteilungen.
1963. Bd. 56. N 8. S. 319—325.
19. Laub E. Ovalradzahler mit Tem-
peraturkompensator//Erdol u. Kohle
Erdgas — Petrochemie. 1970. Bd. 23.
5. S. 309—314.
20. Schmitt W. Messen Dosieren und
Regeln nieder- und hochviskoser Fliis-
sigkeiten in der chemischen Industrie
mit Ovalradzahlern/ZTechn. Mitteil.
1970. Bd. 63. N 6. S. 272—275.
21. Zimmerman H. Treibschieberzah-
ler fur raffinieren Tanklager und Tank-
fahrzeugeZZSiemens Zeitschrift. 1970.
Bd. 44. N 6. S. 396—400.
К главе 18
1. Ахмеджанов X. А. Исследование
работы расходомера с вращающимся
ротором//Тепл. и хим.-технолог, при-
боры и регуляторы. М., Л.: Машгнз,
1959. С. 190—197.
2. Денисов Ю. Т., Овчаров В. А.
Расчет параметров преобразователей
массового расходомера с упруго свя-
занными крыльчатками/УИзмерител,
техника. 1971. № 11. С. 38—40.
3. Камышев Д. А., Махорев И. В.
Турбосиловой расходомер с магнито-
приторможенной турбинкой/УСовремеи,
методы и приборы автомат, контроля
и регулирования технологич. пр-в.
М.: МДНТП. 1984. С. 148—152.
4. Катыс Г. П. Методы и системы
автоматического контроля нестацио-
нарных параметров и параметриче-
ских полей. М.: Машгиз, 1963. 359 с.
5. Катыс Г. П. Массовые расходо-
меры. М., Л.: Энергия, 1965. 88 с.
6. Катыс Г. П., Ильинский В. М.,
Овчаров В. А. Массовые расходомеры
с приторможенным телом вращения/Z
Тр. метролог, ин-тов. 1970. вып. 122
(182). С. 129—137.
7. Младенцев В. И., Вуколов А. Г.,
Рукавишииков В. И. Массовый расхо-
домер для сжиженных углеводород-
ных газов//Тр. метролог, ин-тов.
1972, вып. 135 (195). С. 255—256.
8. Ривкин И. Я. Вибрационные мас-
совые расходомеры/УИзмереиие, кон-
троль. Автоматизация. Вып. 7—8 (29—
30). 1980. С. 27—32.
672
9. Феодосьев В. И. О колебаниях
и устойчивости трубы при протекании
через нее жидкости/УИнженер. сб. М.:
Изд-во АН СССР. 1951. С. 169—170.
10. Decker М. М. The Gyroscopic
mass flowmeter/ZContr. Eng. I960.
Vol. 7. N 5. P. 139—140.
11. Gaignebet E. Debitmetre massi-
que/ZBull. inform. Bur. nat. metrol.
1972. 3. P. 11—14.
12. Halsell С. M. Mass flowmeters —
a new tool for process instrumenta-
tion//ISA Journ. 1960. Vol. 7. N 6.
P. 49—62.
13. Li Y. T., Lee Shih-Ying. A fast
response true — mass-rate flowmeter//
Trans. ASME. 1953. Vol. 75. N 5.
P. 835-841.
14. Orlando V. A., Jennings D. B.
The momentum principle measures mass
rate of flow/ZTrans. ASME. 1954.
Vol. 76. N 6. P. 961—965.
15. Scanes P. Mass flowmeterZ/Trans.
SIT. 1959. Vol. 11. N 2. P. 119—122.
16. Schultz-Grunow R. Durchfluss-
messverfahren fur pulsierende Stromun-
genZ/VDI Forschung. 1941. Bd. 12.
May—June. S. 117—126.
17. Taylor G. F. Mass flowmeter
for in-flight refuellingZ/Trans. ASME.
1957. Vol. 79. N 5. P. 1039—1042.
18. Tullis J. P., Smith J. Coriolis
mass flowmeter/ZNEL Fluid Meeh. Sil-
ver Jubilee Conf. Glasgow, 1979.
P. 6.311—6.312.
К главе 19
1. Киясбейли А. Ш., Перель-
штейн М. Е. Вихревые счетчики-
расходомеры. М.: Машиностроение,
1974. 160 с.
2. Киясбейли А. Ш., Перель-
штейи М. Е. Вихревые измеритель-
ные приборы. М.: Машиностроение,
1978, 152 с.
3. Перелыптейн М. Е. Вихревые
счетчики-расходомерыУ/Приборы и си-
стемы управления, 1971. № 1. С. 22—
24.
4. Силин М. Д., Маштаков Б. П.,
Шоиии Л. Н. Вихревой расходомер
ВИР//Средства получения и обработки
информ. М.: НИИтеплоприбор, 1982.
С. 29—36.
5. Трескунов С. Л., Барыкин Н. А.
Перспективы использования струйных
генераторов для измерения расхода//
Теорет. и эксперим. исслед. в обл.
создания измер. преобразователей рас-
хода, М.: НИИтеплоприбор, 1984.
С. 30—39.
6. Трескунов С. Л., Аристов П. А.
Струйный частотный расходомер//
Соврем, методы и приборы автоматиз.
контроля и регулир. технол. процес-
сов. М.: МДНТП, 1984. С. 152—156.
7. Appel Е. Ein Durchflussmesser
nach dem Prinzip der Karman chen
Wirbelstrasse//ATM. 42. 1975. Bd. 1246—
6. Lfg 473. N 6. S. 99—100.
8. BentdeyJ. P. The development of
a vortex flowmeter for gas flow in
large ducts//FLOMEKO 85. P. 89—94.
9. Bonfig K- W. Wirbelfrequenz —
Durchflussmessung — Messen Prfifen/Z
Automatik. 1979. N 2. S. 954—959.
10. Consins I. Ultrasonic detection
of vortex shedding/ZTransduc, Tepmcon
Conf. 84. Harrogate, Nov. 27th—29th,
1984. Addendum. Tavisteck s. a. GB.
P. 41—49.
11. Caspersen C. The vortex flowme-
ter//Fluid Flow Measur in the Mid-
1970’s. Proc. Conf. 1975, 1977. P. 147—
173.
12. Chanaud R. C. Experiments con-
cerning the vortex whistleZ/J. Aco-
ustical Soc. of Amer. 1963. Vol. 35.
N 2. P. 953—960.
13. Chanaud R. C. Observations of
oscillatory motion in certain swirling
flows//J. Fluid Mechanics. Jan., 1965.
Vol. 21. Pt. 1. P. 111—127.
14. Gotthard B. Understanding Vor-
tex-Shedding flowmetersZ/Plant. Eng.
(USA). 1985. Vol. 39. N 17. P. 48—50.
15. Inkley F. A., Finst P. Flow
characteristics of vortex shedding flow-
meter/ZMeas. Contr. 1980. Vol. 13.
N 5. P. 166—170.
16. Kalkhof H. G. Einfluss der Wir-
belkorperform auf das messtechnische
Verhalten der Wirbeldurchflussmesser/Z
Techn. Mess. 1985. Bd. 52. N 1. S. 28—
33.
17. Ketelsen B. Wolumenzahler ohne
bewegte Teile — Wirbelzahler Drall-
zahler. SchwinstrahlzahlerZ/VDI Beri-
chte. 1980. Bd. 375. S. 55—66.
18. Lomas D. Applications! trends
with vortex flowmeters//The South Af-
rican Meeh. Eng. 1979. Vol. 29. N 12.
P. 437—442.
19. Lucas G. P., Turner J. T. In-
fluence of cylinder geometry on the
quality of the vortex shedding signal//
FLOMEKO 1985. P. 81—88.
20. Pankanin G. L., Tyszkiewicz A.
A new vortex flowmeter based on a sun-
22 П. П. Кремлевский
ken stream effect/ZFLOMEKO 1983.
P. 179—183.
21. Rodely A. E. The swirl flow-
meter//lnstr. Contr. Syst. 1968. Vol. 41.
N 3. P. 109—111.
22. Takamoto M., Kotniya K. Impro-
vement of performance of a vortex
shedding flowmeter in a low Reynolds
number range//Fluides Quart. 1979.
Vol. 11. N 4. P. 27—35.
23. Un debitmetre piezelectrique a
effect vortexZ/Mesures. 1985. Vol. 50.
N 2. P. 87—90.
24. White D. F„ Rodely A. E.,
McMurtrie C. L. The vortex shedding
flowmeter//Chem. Eng. 1972. Vol. 13.
N 4. P. 7—14.
25. Yamasaki H., Honda S. A uni-
fied approach to hydrodynamic oscil-
lator type flowmeters/ZFluidies Quart.
1981. Vol. 13. N 1. P. 1—17.
26. Yamasaki H., Sawayama T. The
development of vortex flowmeters//
Research and developm. in Japan awar-
ded by the Okachi memor. prize. 1982.
N 1. P. 1—17.
27. Zanker K. J-, Cousins T. The
performance and design of vortex me-
ters//Fluid Flow Measur. in the Mid-
1970’s Proc. Conf. 1975, 1977. P. 195—
221.
28. Цутия Киити, Огата Сюнса,
Уэта Масиюки. Расходомер, исполь-
зующий вихри Кармана//Нихон кикай
таккайси. J. Jap. Soc. Meeh. Engrs.
1969. Vol. 20. N 607. P. 1072—1081.
К главе 20
1. Азимов P. К., Исматуллаев П. Р.,
Коротков П. А. Теплообменные из-
мерительные преобразователи. Таш-
кент: Изд-во ФАН, 1974. 76 с.
2. Александрович Г. В., Коле-
сов В. И. Тепловой трубчатый рас-
ходомер//3авод. лаб. 1967. № 5.
С. 380—382.
3. Беляев Д. В., Френкель Б. А.
Тепловые расходомеры малых расхо-
дов жидкостей и газов со стационар-
ным режимом нагрева//Приборы и си-
стемы управления. 1972. № 11. С. 16—
17.
4. Беляев Д. В. Тепловые методы и
средства автоматического контроля
расхода и состава веществ. М.: НИИ-
ГЭХИМ, 1978. 55 с
5. Беляев Д. В., Заходский Л. В.
Метод расчета длины нагревательных
элементов тепловых преобразователей
673
расхода газа//Изв. вузов. Приборо-
строение. 1980. 8. С. 88—91.
6. Болгар Д. С., Мытник И. С.
Выбор оптимального значения пере-
грева термоанемометра с термистор-
ным датчиком//ВНИЙГМ, 1969, вып.
И (171). С 117—118.
7. Васильев Д. И., Шальииков А. И.
Расходомер для малых потоков//При-
боры и техника эксперимента. 1957.
№ 2. С. 118—119.
8. Виленкина Р. И., Новиков В. Н.
Терморезисторы ст. 1—30 для изме-
рения скорости потоков газов и жидко-
стей//Приборы и системы управле-
ния. 1967. № 8. С. 34—36.
9. Гришечкин В. С. Измерение ско-
ростей потоков воды и воздуха полу-
проводниковыми термоаиемометрами//
Измер. расх. жидк., газа, пара. М.,
1973. С. 77—79.
10. Груздев В. А. Калориметриче-
ский метод измереиия малых расхо-
дов газа//Измерител. техника. 1968.
№ 11. С. 24—25.
11. Жуков Ю. П., Кулаков М. В.,
Левии А. Л. Тепловые расходомеры
для малых расходов жидкостей//При-
боростроение. 1966. № 3. С. 1—3.
12. Заходский Л. В. Тепловые пре-
образователи для цифровых систем
контроля и стабилизации газовых по-
токов в аналитических приборах. Ав-
тореф дисс. . . канд. техн. наук. Л.,
1983. 18 с.
13. Игумнов Н. И. Термопреобразо-
ватель скорости потока//Измерит. тех-
ника, 1966. № 6. С. 76—78.
14. Камразе А, Н. Тепловой расхо-
домер с вспомогательной жидкостью//
Изв. вузов. Приборостроение. 1968.
№ 5. С. 102—105.
15. Камразе А. Н., Обновлен-
ский Л. А., Дюфур Г. А. Прибор для
измерения расхода жидкостей, обла-
дающих сильным газовыделением//Тр.
ГИПХа. 1970, вып. 63. С. 12—15.
16. Карбе Ю. В. Термоаиемометр
для измерения высоких скоростей га-
зовых потоков//Приборы и системы
управления. 1969. № 3. С. 8—9.
17. Киясбейли А. Ш., Перель-
штейи М. Е., Широзяи Г. А. Тепловой
расходомер//Автом. и КИП. 1971. № 8.
С. 9—11.
18. Коротков П. А. Исследование
неконтактных тепловых микрорасхо-
домеров жидкостей и газов при лами-
нарных режимах потоков//Изв. вузов.
674
Приборостроение. 1963. № 6. С. 130—
136.
19. Коротков П. А., Беляев Д. В.,
Рукин я. Б. Неконтактные расходо-
меры с полупроводниковым нагрева-
телем//Изв. вузов. Приборостроение.
1965. № 4. С. 123—126.
20. Коротков П. А., Беляев Д. В.,
Азимов Р. К. Тепловые расходомеры.
Л.: Машиностроение. 1969. 173 с.
21. Корякова О. Н., Кузьмин В. А.
Термоанемометры постоянной тем-
пературы//Измер. расх. жидк., газа,
пара. М., 1973. С. 56—59.
22. Кос В. М. Измерение массовой
скорости жидкости и газов по местному
иагреву пограничного слоя//Измер.
расх. жидк., газа, пара. М.: 1967.
С. 229—240.
23. Маевская В. М., Морозов А. Д.
Термоэлектрический анемометр для
измереиия скоростей потоков воздуха//
Измерител. техника. 1962. № 7.
С. 18—20.
24. Малоземов В. В., Рожнов В. Ф.
Схемы приборов с полупроводнико-
выми датчиками для измерения тем-
пературы и скорости потока//Строи-
тел. теплофизика, 1966. С. 233—240.
25. Мнкрорасходомер с термочув-
ствительным трубопроводом/
Н. М. Рудный, А. Г. Л а х т и о -
нов, Н. М. А л ь б и ц к и й,
В. Б. Б о г о л ю б о в, Л. К- С е м е -
нова, А. И. Рудная//Тр. ме-
тролог. ин-тов, 1972, вып. 135 (195).
С. 173—186.
26. Морозов-Ростовский Г. П. Тер-
моанемометрические пленочные пре-
образователи//Измерител. техника.
1968. № 5. С. 99.
27. Николаев И. С., Соколов Г. А.,
Обиовлеискнй П. А. Расчет измери-
тельных тепловых преобразователей
расхода газов//Изв. вузов. Приборо-
строение, 1979. № 12. С. 75—77.
28. Обновленский П. А., Соко-
лов Г. А. Тепловые системы контроля
параметров процессов химической тех-
нологии. Л.: Химия, 1982. 173 с.
29. Соколов Г. А., Беляев Д. В.,
Обновленский П. А. Тепловой расходо-
мер с применением полупроводнико-
вых терморезисторов//Изв. вузов. При-
боростроение. 1973. № 8. С. 98—101.
30. Соколов Г. А., Николаев И. С.,
Обновленский П. А. Калориметриче-
ский расходомер жидкостей с радиа-
ционным источником нагрева//Изв. ву-
зов. Приборостроение. 1975. № 4.
С. 114—118.
31. Френкель Б. А. Тепловые кало-
риметрические расходомеры. М.,
ЦНИИТЭНефтехим, 1968. 90 с.
32. Френкель Б. А., Ворожева В. М.
Изучение работы и выбор тепловых
расходомеров для газов и жидкостей//
Авт. и КИП. 1972. № 1. С. 8—12.
33.__Щербань А. Н., Фурман Н. Н.
Термоанемометрические расходомеры
газа в трубопроводах сажевого про-
изводства//Авт. и КИП. 1971. № 7.
Q g
34. Benson J. М., Baker W. С.,
Easter E. Thermal mass flowmeter
//Instr. Contr. Syst. V. 43. 1970. N 2.
P. 85—87.
35. Disa-information//Ct Hot-wire
anemometry. 1965. N 1. P. 11—12.
36. Disa-information//The low velo-
city anemometer. 1969. N 7. P. 30—35.
37. Harpster J. W. Debitmetres ther-
miques conception et applications//Inf.
chem. 1985. 259. P. 225—228.
38. Harrison A. A non-invasive flow
monitor for metal pipelines//.!. Phys.
E: Sci. Instrum. 1981. V. 14. Nil.
P. 1266—1269.
39. Huebner W. 0. Ein neuer Gas-
stromungemesser fur Raffinerin //Er-
dol u. Kohle. 1960. Bd. 13.1 o.S.777—
779.
40. King L. V. On the convection
of heat from small cylinders in a stream
of fluid determination of the conve-
ction constans of small platinum wi-
res with applications to the hot-wire
anemometry//Phil. Trans. Roy. Soc.
London, A. 214, 1914, P. 393—432.
41. Laub T. H. Read mass flow
directly with thermal flowmeters?/Contr.
Eng. 1966. V. 12. N 4. P. 69—72.
42. Letterer R., Noller N. Messen
und Regelung kleiner Gasstrome/ZGlas
u. Instrument-Technik, 1968. Bd. 12.
4. S. 261—264.
43. Lings S. C., Hubbard P. G. The
hot-film anemometer a new device for
fluid mechanics research//!. Aeronaut.
Sci. 1965. Vol. 23. N 9. P. 890—891.
44. Martin C. Mesure de vitesse
d’ecoulements liquides ou gazeux//Ele-
ctronique Industrielle. Oct. 1966. N 87.
P. 560—563.
45. Mills A. L., Evans *C. R. A.,
Chapman R. A. The development of
thermal flowmeters, for the measurement
of small flows of corrosive and radio-
aktive liquors in chemical plants//Mo-
22»
dern. developm. in Flow Measur.,
Harwell, 1972. P. 105—114.
46. Pilbrow T. R. Instrument for
measuring liquid flows of less than
a millimeter per hour//!. Scient Instr.
1959. Vol. 36. N 6. P. 270—272.
47. Schrader E. W. Temperature
difference across boundary layer deter-
mines//Design News. 1964. Vol. 19.
N 6. P. 74—75.
48. Whiller A. An anemometer for
the continuous measurement of air
speed in mines//Intern. T. Rock Meeh,
and Mining Sci. 1969. Vol. 6. N 1.
P. 13—20.
К главе 21
1. Бальсой M. Р. Электромагнитный
расходомер//Измер. расх. жидк., газа,
пара. 1965. С. 101—106.
2. Барабанов О. А., Шорников Е. А.
Градуировка высокоточных расходо-
меров воды//Измерител. техника.
1985. № 3. С. 24.
3. Вавилов О. С. Общепромышлен-
ные электромагнитные расходомеры//
VII Таллинское совещ. Таллин, 1976.
С. 90—95.
4. Вельт И. Д.> Ламочкииа Т. И.,
Петрушайтис В. И. Вопросы проекти-
рования электромагнитных расходо-
меров с неоднородным магнитным по-
лем//Приборы и системы управления.
1972. № 9. С. 33—35.
5. Вельт И. Д., Гудкова И. Н. Сов-
ременное состояние и перспективы раз-
вития электромагнитных расходомеров.
М.: ЦНИИТЭИприборостроения,
1978. 52 с.
6. Вельт И. Д., Гудкова И. Н.
Электромагнитное измерение скорости
и расхода больших водных потоков.
М.: ЦНИИТЭИприборостроения, 1982.
52 с.
7. Вельт И. Д., Гудкова И. Н. Элек-
тромагнитные расходомеры с микро-
процессорными устройствами. М.:
ЦНИИТЭИприборостроения, 1985.
43 с.
8. Вельт И. Д., Звенигород-
ский Э. Г., Михайлова Ю. В. Перспек-
тивы совершенствования электромаг-
нитных преобразователей расхода//Пер-
спективы развития методов и средств
измерения расхода. М.: НИИтепло-
прибор, 1985. С. 3—16.
9. Вирбалис И. А. Измерение элек-
тромагнитными расходомерами с ли-
ней ноизмеияющимся магнитным по-
лем параметров, мультипликативно
675
связанных с расходом//1Х Таллинн-
ское совещ. Таллинн, 1983. С. 53—54.
10. Гаммерман М. Я. Общепромыш-
ленные электромагнитные расходо-
меры//Приборы и системы управления.
1972. № 9. С. 42—44.
11 Гаммерман М. Я., Меж-
бурд В . И., Фикс И. Г. Электромаг-
нитные расходомеры, показания ко-
торых не зависят от эпюры скоро-
стей//Приборы и системы управле-
ния. 1972. № 9. С. 42—44.
12. Гордеев В. Д., Лепаиов Ю. С.
Влияние местного возмущения потока
на показания электромагнитных рас-
ходомеров//Измерител. техника. 1972.
№ 12. С. 45—46.
13. Гладуш В. М., Еременко Н. Г.
Новый вид покрытия на основе сили-
катов для датчиков расходомеров//
V Таллиннское совещ. Таллинн, 1969.
С. 21—30.
14. Жданова А. С., Киви М. В.
Применение индукционных расходо-
меров в непрерывных процессах полу-
чения синтетических волокон из рас-
творов/ZV Таллиннское совещ. Таллинн,
1971, В. 1, с. 162—171.
15. Карев В. Н. Независимость по-
казаний электромагнитных расходо-
меров от местных сопротивлений//
Измерител. техника. 1969. № 5.
С. 107—108.
16. Киви М. В. Датчики индукцион-
ных расходомеров с фторлоиовой футе-
ровкой для повышенного давления//
V Таллиннское совещ. 1971. Вып. 1.
С. 157—161.
17. Корсунский Л. М. Электромаг-
нитный расходомер с прямоугольным
каиалом//Измерител, техника. 1960,
№ 10. С. 56—60.
18. Корсунский Л. М. О примене-
нии электромагнитных расходомеров
для сред с низкой проводимостью//
Вопросы магнитной гидродинамики.
Рига, 1963. С. 309—314.
19. Корсунский Л. М. Электромаг-
нитные гидрометрические приборы. М.,
Стаидартгиз, 1964. 180 с.
20. Корсунский Л. М., Бендер-
ский В. М. О влиянии осадка на по-
казания электромагнитных расходо-
меров//Тр. ДНИИЧМ. Техн, электро-
магнит. гидродинамика. 1967. № 6.
С. 461—468.
21. Корсунский Л. М., Нелус К. К.
Промышленный электромагнитный
расходомер пониженной частоты//1Х
676
Таллиннское совещ. Таллинн, 1982.
С. 62—64.
22. Кравец А. И., Морохов-
скийА. С., Фикс И. Г. Электромагнит-
ные расходомеры для различных ус-
ловий эксплуатации//Тр. ДНИИЧМ.
Техн, электромагнит, гидродинамика.
1967. № 6. С. 469—475.
23. Левин В. М. Электромагнитные
расходомеры компенсационного типа
ферродинамической системы//Измер.
расх. жидк., газа, пара. М., 1965.
С. 85—95.
24. Логинов П. И. О влиянии кон-
цевых эффектов на чувствительность
расходомера//Техн. магнит, гидроди-
намика. 1969. № 1. М. 146—147.
25. Межбурд В. И. Весовые функции
расходомера с произвольным располо-
жением электродов//Техн. магнит, ги-
дродинамика. 1970. № 4. С. 145—147.
26. Межбурд В. И. МГД-томогра-
фия профиля скорости//Техн. магнит,
гидродинамика. 1985. № 2. С. 118—•
123.
27. Тоомет М. Э. Измерение расхода
жидкостей с низким значением удель-
ной электрической проводимости элек-
тромагнитным методом //Тр. Таллинн-
ского Политехи, ин-та. 1985. № 593.
С. 123—129.
28. Чалов М. П. Электромагнитный
расходомер для химической промыш-
леиностн//Измерител. техника. 1972.
№ 10. С. 36—38.
29. Шерклиф Д. А. Теория электро-
магнитного измерения расхода. M.S
Мир, 1965. 268 с.
30. Balls В. W. The magnetic flow-
meter/ZTrans. SIT. 1959. Vol. 11. N 2.
P. 123—130.
31. Bonfig K. W. Eine Anlage
zur induktiven Durchfussmessung mit
getastetem Gleichfeld und Differenz-
messungZ/ATM. 1971. N 428. S. 173—
176; N 429. S. 193—196.
32. Bonfig K. W., Hofmann F.,
Reinhold I. A new method of magne-
tic-inductive flowmetering/ZFluid flow
meas. in the Mid.-1970’s, Proc. conf.
1975; 1977. Paper E. 3. P. 375—382.
33. Bonfig K. W., Feith B. Elektro-
chemische Storspanungen bei der mag-
netisch-induktiven Durchflussmessung
in offenen Kanalen-Messen und Priifen.
1981. N 1, 2. S. 36—39.
34. Cushing V. Induction flowme-
terZ/Rev. Sc. Instr. 1958. Vol. 29.
N 8. P. 692—697; 1965. Vol. 36. N 8.
35. Cushing V. Probe type electro-
magnetic flowmeter/ZFLOMEKO 1978.
P. 163—169.
36. Deacon J. E. Electromagnetic
flowmeter installation test/ZFLOMEKO
1983. P. 85—91.
37. Dusting J. Developments in mag-
netic flowmetering/ZAustral. J. of Instr,
and Control. 1982. Vol. 38. N I. P. 6—
10.
38. Ellis P. F. Advancements in
magnetic flowmetering/ZlSA Trans.
1968. N 4. P. 332—337.
39. Engel L. Anwendung magneti-
scher Durchflussmesser in der Verfah-
renstechnikZZVDI-Berichte. 1964. N 86.
S. 53—58.
40. Engelhardt H. Magnetisch-induk-
tive Durchf lussmessungZ/VD I-Berichte.
1980. N 375. S. 31—35.
41. Fieberg D., Kerner D. Der mag-
netische Durchflussmesser mit iiber-
grosser NennweiteZ/Tiefblau. 1968.
Bd. 10. N 5. S. 345—346.
42. Goodman A. H. A magnet current
drive for squarewave magnetic flow-
meters/ZWorld Medical Electronic.
1968. Vol. 6. N 4. P. 86, 88—89.
43. Grey S. Electrodes for magnetic
flowmeters//Water and Sewage Works.
1972. 19. Ref. Number. P. 93—97.
44. Griffin M. F., Grzenda J. H.
The magnetic flowmeter/ZAdv. Instr.
Nov. 36: Proc. ISA Conf, and Exhib.
Anaheim. Calif. Oct. G—8. 1981.
P. 121, 623—635.
45. Hemp J., Sanderson M. b. Ele-
ctromagnetic flowmeters — a state
of the review/Zlnt. Conf. Adv. in flow
measur. techn. 9—11 Sept., 1981.
P. 319—340.
46. Hofmann F. Magnetic flowmeter
with capacitive signal pickoff/ZFLO-
MEKO 1978. P. 493—497.
47. Hofmann F. New developments
in measurement using keyed D. C.-
field/ZFLOMEKO 1978. P. 499—502.
48. Hogrefe W. Projektierungsfragen
beim Einsatz magnetisch-induktiver
Durchfl ussmesserZ/Regel ungstechn. Pra-
xis. 1979. Bd. 21. N 9. 10, I. S. 257—
262, 292—296, 331—333.
49. Holdaway H. W. A note on ele-
ctromagnetic flowmeters of rectagular
cross-section/ZHelv. Phys. Acta. 1957.
Vol. 30. N 1. P. 85—88.
50. Hussran Y. A., Baker R. C.
Optimised noncontact electromagnetic
flowmeter/ZJ. Phys. E. Sci. Instr.
1985. Vol. 18. N 3. P. 210—213.
51. Huusom J. An electromagnetic
flowmeter especially designed for flow
measuring of heat-conveiying fluids//
FLOMEKO 1983. P. 99—100.
52. Ketelsen B., Kiene W. Induktive
Durchflussmessung bei alien Stromun-
gsprofilen der Praxis/ZDeutsche Papier-
wirtschaft. 1967. N 2. 2 Sonderausg.
S. 22—24, 26—28.
53. Ketelsen B., Rummel T. Moderne
induktive DurchflussmesserZ/Der elek-
trische Ausriistung. 1968. Bd. 9. N 5.
S. 131—133.
54. Kiene W. Enhanced magneter
performance with pulsed D. C. exci-
tation/ZFLOMEKO 1978. P. 175—180.
55. Liepsch D. Magnetisch-induktive
Durchflussmessung/ZChem. Production.
1982. Bd. 11. N 4. S. 27—28, 30.
56. Magnetic flowmeter for low con-
ductivity/ZAutomation Progress. June
1960. P. 211—212.
57. Neuenfeld D. Induktiver Durch-
flussmesser mit Storgrossenausregelung/Z
Radiofernsehenelektronik. 1969. Bd. 18.
N 12. S. 386—388.
58. Nikitin В. I. Flow rate measu-
rement of conductive liquids by means
of electromagnetic velocimeters/ZFLO-
MEKO 1978. P. 201—207.
59. Reinhold J. Velocity profile inf-
luence on electromagnetic flowmeter
accuracy//FLOMEKO 1978. P. 181—185.
60. Rummel Th., Ketelsen B. Inho-
mogenes Magnetfeld ermoglicht induk-
tive Durchflussmessung bei alien in
der Praxis vorkommenden Stromung-
sprofilen/ZRegelungstechnik. 1966. Bd.
14. N 6. S. 262—267.
61. Schercliff J. A. Relation between
the velocity profile and the sensitivity
of electro magnet ic flowmeters/ZJ. Appl.
Physics. 1954. Vol. 25. N 6. P. 817—
818.
62. Schercliff J. A. Edge effects
in electromagnetic flowmeters//J. Nuc-
lear Energy. 1956. Vol. 1. N 3. P. 305—
311.
63. Sen J. Some properties of mag-
netic circuits in electromagnetic flow-
meters for spesial use/ZFLOMEKO 1978.
P. 223—227.
64. Scott R. W. W. A practical
assessment of the performance of ele-
ctromagnetic flowmetersZ/Fluid flow
meas. 1977. Paper E—1. P. 339—362.
65. Thiirleman B. Methode zur ele-
ctrischen Geschwindigkeitsmessung von
Fliissigkeiten//Helv. Phys. Acta. 1941.
Bd. 14. S. 383—419.
677
66. ThOrfeman В. Zur electromagne-
tischen Geschwindigkeitsmessung von
Fliissigkeiten//Helv. Phys. Acta. 1955.
Bd. 28. S. 483—485.
67. Voigtman E. W. Self-cleaning
magnetic flowmeter// Instrument. Tech-
nology. 1968. Vol. 15. N 12. P. 62.
68. Yamasaki H., Honda S., ChinT. J.
A magnetic flowmeter with conducting
pipe wall for expanded field of appli-
cations/ZFLOMEKO 1983. P. 77—84.
К главе 22
1. Антонов H. Н., Дмитриев Е. В.,
Решетников В. А. Многоканальный
частотно-временной ультразвуковой
расходомер//Измерител. техника.
1976. № 10, С. 45—46.
2. Антонов Н. Н., Борисевич Е. А.,
Дмитриев Е. В. Многоканальный уль-
тразвуковой р асходомер//Измер ител.
техника. 1979. № 10. С. 43—44.
3. Балдин А. А., Бражников Н. И.
Вопросы конструирования акустиче-
ских измерительных преобразователей
расхода//Измер. расх. жид к., газа,
пара. М., 1973. С. 89—92.
4. Биргер Г. И. Некоторые вопросы
градуировки ультразвуковых расходо-
меров//Измерител. техника. 1962. № 10.
С. 53—55.
5. Биргер Г. И., Бражииков Н. И.
Состояние работ в области ультра-
звуковых расходомеров и приборы
разработки ВНИКИ Цветметавтома-
тика/Z Измер. расх. жидк., газа, пара.
М., 1965. С. 107—131.
6. Биргер Г. И., Бражииков Н. И.
Ультразвуковые расходомеры. М.; Ме-
таллургия, 1964. 382 с.
7. Бобровников Г. Н., Сарафа-
нов В. Г. О линейности выходной
характеристики ультразвуковых рас-
ходомеров//Измерител. техника. 1977.
№ 5. С. 63—64.
8. Бойко В. А., Корогод Л. И.,
Карбовский Ю. М. Принципы созда-
ния ультразвукового расходомера воз-
духа в шахтных выработках//Тр.
Днепропетровского филиала ин-та ме-
ханики. 1967. Вып. 1. С. 162—167.
9. Бражников Н. И. Одноканальный
ультразвуковой фазовый метод кон-
троля объемного расхода жидкостей//
Тр. Таганрогского радиотехн. ин-та.
Прикладная акустика. 1969. Т. 2.
Вып. 21. С. 129—137.
10. Бражииков Н. И., Канев-
ский И. Н. Импульсный ультразвуко-
678
вой метод исследования и контроля
малых потоков жидкостей//Тр. метро-
лог. ин-тов. 1970. Вып. 122 (182).
С. 172—174.
11. Бражников Н. И. Ультразвуко-
вой фазовый двухканальный расходо-
мер УЗР-1//Приборы и системы уп-
равления. 1972. № И. С. 13—14.
12. Бражников Н. И., Крылова Э.Д.
Ультразвуковой расходомер перенос-
ного типа//Измер. расх. жидк., газа,
пара. М., 1973. С. 93—97.
13. Громов Г. В. Некоторые осо-
бенности структуры многолучевого
ультр азвунового р асходомер а//Теорет,
и эксперим. исслед. в области созда-
ния измер. преобразователей расхода.
М.: НИИтеплоприбор, 1984. С. 45—51.
14. Гриш вельд В. Я., Глушиев В. Д.
Новый метод измерения расходов цир-
куляционной и сетевой воды//Тепло-
энергетика. 1981. № 9.
15. ГумаиюкМ. Н., Архипенко И. П.
Ультразвуковой расходомер воздуха
в шахтных выработках//Автоматика
и кибернетика иа шахтах и рудниках,
1969. С. 63—68.
16. Гуревич В. М., Труман С. Г,
Современные ультразвуковые расхо-
домеры. М.: ЦНИИТЭЙприборострое-
иия, 1984. 52 о.
17. Дордэн Д. Характеристики из-
мерения стационарного и нестационар-
ного расхода и эксплуатационные ха-
рактеристики ультразвукового рас-
ходомера//УШ Конгресс ИМЕКО,
Препринт № 12. Измерение скорости
и расхода. М., С. 42—53.
18. Дюдии Б. В., Колмаков В. А,
Ультразвуковые датчики расхода,
предназначенные для работы с агрес-
сивными жидкостями при высоких
давлениях//Тр. Таганрогского ра-
диотехн. ин-та. Прикладная акустика.
1969. Вып. 21. С. 144—148.
19. Журавлев Л. И., Крысано-
ва Е. С. Асимметрия электроакусти-
ческих каналов и способы ее умень-
шения в частотно-импульсных уль-
тразвуковых р асходомер ах//Тр. НИИ-
теплоприбор. 1968. № 1—2. С. 77—86.
20. Кивилис С. С., Решетни-
ков В. А. Влияние профиля устано-
вившегося потока иа погрешность
ультразвуковых расходомеров//Изме-
рнтел. техника. 1965. № 3. С. 52—54.
21. Киясбейли А. Ш., Измай-
лов А. М., Гуревич В. М. Частотно-
временные ультразвуковые расходо-
игры н счетчики. М.: Машинострое-
ние, 1984. 127 с.
22. Лобачев П. В., Мясников В. И.
Влияние шероховатости подводящих
трубопроводов на показания ультра-
звуковых расходомеров//Измерител.
техника. 1980. .Ns 12. С. 53—55.
23. Лобачев П. В., Мясников В. И.
Снижение гидродинамической погреш-
ности ультразвуковых расходомеров//
Измерител. техника. 1981. № 11.
С. 38—39.
24. Мясников В. И. Анализ погреш-
ности определения гидродинамиче-
ского коэффициента ультразвуковых
расходомеров//Тр. ВОДГЕО. Измерит,
техн, систем водн. хоз-ва. М., 1983.
С. 10—18.
25. Рагаускас А. В., Данилов В. Г.,
Даубарис Г. А. Цифровой измеритель
скорости потока повышенного быстро-
действия//Измерител. техника. 1984.
№ 3. С. 32—33.
26. Решетников В. А. Ультразвуко-
вой расходомер по частотно-времен-
ной схеме //Измер, расх. жидк., газа,
пара, М., 1967. С. 241—248.
27. Смышляев В. В. Теоретические
исследования и разработка ультра-
звукового кратно-частотного метода
измерения расхода жидкях веществ —
нефти и нефтепродуктов//Техиика и
технология добычи нефти и буреиня
скважин. Тр. Гипровостокнефть. Куй-
бышев, 1980. С. 158—175.
28. Филатов В. И., Кремлев-
ский П. П. Ультразвуковые расходо-
меры//Измер. расх. жидк., газа, пара.
Таллин, 1972. С. 116—125.
29. Филатов В. И. Компенсация
измерений скорости ультразвука в
ультразвуковых расходомерах//Авт. и
тел. нефт. пром-сти. 1974. № 4. С. 26—
29.
30. Филатов В. И. Анализ ультра-
звукового метода измерения расходов
веществ//Авт. и тел. нефт. пром-сти.
1975. № 1. С. 22—24.
31. Филатов В. И. Выбор основных
параметров преобразователей ультра-
звуковых расходомеров//Авт. и тел.
нефт. пром-сти. 1975. № 6. С. 21—25.
32. Филатов В. И. Ультразвуковой
расходомер//Расчет и конструирова-
ние расходомеров. Л.: Машинострое-
ние, 1978. С. 130—133.
33. Филатов В. И. Ультразвуковой
расходомер для иефтепродуктов//Авт.
и КИП. 1983. № 1. С. 26—29.
34. Хамндуллин В. К-> Борцов В. Л.,
Рудин В. В. Развитие структур уль-
тразвуковых расходомеров компен-
сационного типа//Изв. вузов. Приборо-
строение. 1979. № 10. С. 13—17.
35. Шафраиовская 3. М., Журав-
лев Л. И., Крысанова Е. С. Ультра-
звуковые частотно-импульсные рас-
ходомеры//Приборы и системы управ-
ления. 1972. № 11. С. 15—16.
36. Assenza D., Pappalarado М. Ine
path ultrasonic flowmeterZ/using ele-
ctroacustic feedbankZ/Acustica. 1972.
Vol. 26. N 5. P. 284—288.
37. Bernard H. Ultraschall-Durch-
flussmessungZ/Messen-Priifen. Mai 1983.
S. 258—263.
38. Courty A., Nodenot P. Debit-
metre a ultrasons ZZElectronique In-
dustrielle. 1970. N 133. P. 264—269.
39. Cousins T. The-Doppler-ultrasonic
flowmeterZ/FLOMEKO 1978. P. SIS-
SIS.
40. Deon A. Developpment de cap-
teurs ultrasonores pour la mesure de
debits de liquides haute temperature
et haute pressionVOffice national d’etu-
des at de recherches aerospatiales. Note
Technique. June 1976. 76 p.
41. Doppler flowmeter measuring up//
Control and instrumentation. 1985.
Vol. 17. N 7. P. 67.
42. Dory J. Le debitmetre a ultra-
sonsZ/Entropie. 1970. N 31. P. 26—36.
43. Fischbacher R. E. Ultrasonic
flowmeter design//Control. 1962. Vol. 5.
N 43. P. 93—97.
44. Fox T. E. A theoretical and
experimental investigation of a range-
gated ultrasonic Doppler flow dete-
ctor/ZScien. Instr. 1981. Vol. 14. N 5.
P. 330—340.
45. Franklin D. L., Baker D. W.,
Rushmer R. E. Pulsed ultrasonic tran-
sit time flowmeter//IRE Trans. Bio.
Med. Electron. 1962. Vol. 9. N 1.
P. 44—49.
46. Fronek V. Ultrasonic measu-
rements of oil flow in a laminar flow-
turbulent flow transition region//FLO-
MEKO 1978. P. 141—146.
47. Hastings C. R. New device for
measuring flowratesZ/Water and Wa-
ster Eng. 1969. Vol. 6. N 8. P. 54—55.
48. Hoene E. Ultrasonic flowmeterZZ
FLOMEKO 1978. P. 147—151.
49. Jorgensen J. E., Garblni J. L. An
analytical proceedings of calibration
for the pulsed ultrasonic Doppler flow-
679
meters//J. of fluid Eng. 1974. Vol. 96.
N 2. P. 158—167.
50. Kritz T. Ultrasonic flowmeter//
Instr. Autom. 1955. Vol. 28. II.
P. 1912—1913.
51. Lynnworth L. C. Clamp-on ultra-
sonic flowmeters/Zlnstr. Technol. 1975.
N 9. P. 37—44.
52. Lynnworth L. C. Ultrasonic flow-
meters/ZTrans. Instr. Measur. and Contr.
1981. Vol. 3. N 4. P. 217—223; 1982.
Vol. 4. N 1. P. 2—24.
53. Morris H. M. What’s available
in ultrasonic flowmeterZ/Contr. Eng.
1979. Vol. 26. N 8. P. 41—45.
54. Morris H. M. Ultrasonic flow-
meter uses wide beam technique to
measurs flow//Contr. Eng. 1980. Vol. 27.
N 7. P. 99—101.
55. Nguyen T. H., Lynnworth L. C.
Zigzag flow cellsZ/Ultrason. Symp. Proc.
Atlanta, Ga, 31 Oct. — 1—2 Nov.
1983. New York, 1983. Vol. 2. P. 1041—
1046.
56. Noble F. W. Dual frequency
ultrasonic fluid flowmeterZ/Rev. Sci.
Instr. 1968. Vol. 30. N 9. P. 1327—
1331.
57. Nolan M. E., O’Hair J. G.
An ultrasonic flowmeter for the accu-
rate measurement of high pressure
gas flows/ZFLOMEKO 1983. P. 147—
155.
58. Pfau B. Erweiterung des Mess-
bereiches eines Ultraschall—durchfluss-
messers unter Ausnutzung des Dopp-
ler-Effectes//Chemie-Ing.-Techn. 1970.
Bd. 42. N 7. S. 1103—1108.
59. Potzick J. E., Robertson B. Long-
Wave acoustic flowmeter//ISA Transa-
ction. 1983. Vol. 22. N 3. P. 9—13.
60. Potzick J. E. Performance eva-
luation of the NBS long-wave acoustic
flowmeter//Rev. Sci. Instr. 1984. Vol. 55.
N 7. P. 1173.
61. Sanderson M. L., Hemp J. Ul-
trasonic flowmeters — A review of
the state of the art//Int. Conf. Adv.
Flow Meas. Techn. Warwik, Sept.
9—11, 1981. P. 157—178.
62. Sanderson M. L., Torley B. A.
A self calibrating clampon transit time
ultrasonic flowmeter/ZFLOMEKO 1985.
P. 163—167.
63. Schweiger M. Durchflussmessun-
gen mittels Ultraschall/ZFeingeratetech-
nik. 1963. N 5. S. 260—265.
64. Scott C. Sounding out ultrasonic
flowmeters//Contr. and Instrum. 1984.
Vol. 16. N 8. P. 27—29.
680
65. Suzuki H., Nakabori M., Hoshi-
kawa T. Ultrasonic method of flow
measurement in an open channel//Wa-
ter Power. 22. 1970. N 5—6, P. 213—
218.
66. Thompson E. J. Mid-radius ultra-
sonic flow measurement/ZFLOMEKO
1978. P. 153—161.
67. Waller J. M. Guidelines for
applying Doppler acoustic flowmeter//
Instr. Technol. 1980. Vol. 27. N 10.
P. 55—57.
68. Watson C. A. Ultrasonic flow
meters/ZFLOMEKO 1978. P. 571—577.
К главе 23
1. Аристов E. M., Павловский Б. А.
Измерение скоростей потоков с по-
мощью оптических квантовых генера-
торов. Л.: ЛДНТП, 1970, 31 с.
2. Аристов Е. М., Ивлев Ю. П.
Оптические допплеровские расходо-
меры//Приборы и системы управления.
1972. № 11. С. 18—20.
3. Аристов Е. М., Юрае С. Ф.
Оценка возможности использования
лазерного допплеровского анемометра
для измереиия расхода и количества
жидких сред//Изв. вузов. Приборо-
строение. 1978. Т. 21. № 12. С. 15—18.
4. Аристов Е. М., Тараторкин Б. С.,
Чернобровцев Ю. В. Методы построе-
ния многоточечных допплеровских пре-
образователей расхода//Расчет и кон-
струирование расходомеров. Л.: Ма-
шиностроение, 1978. С. 140—143.
5. Бродин И. С., Билоус В. М.
Оптические квантовые генераторы в
системах измереиия расхода газа//
Расчет и конструирование расходоме-
ров. Л.: Машиностроение, 1978.
С. 143—147.
6. Бушуев В. А., Земцев Ю. С.
Оптическая коррекция по плотности
в допплеровских расходомерах//Расчет
и конструирование расходомеров. Л.:
Машиностроение, 1978. С. 148—150.
7. Гершт Е. П. Расходомер иа базе
кольцевого лазера//Измерител. тех-
ника. 1971. С. 29—31.
8. Дубиищев Ю. М., Коронке-
вич В. П. Развитие допплеровского
метода измереиия скорости потока//
Конф, по автоматиз. научи, исслед.
на основе применения ЭЦВМ. 1972.
С. 63—70.
9. Звенигородский Э. Г., Камин-
ский Ю. Д., Шоиин Л. Н. Лазерные
допплеровские приборы для точных
измерений расхода жидкостей и га-
зов//Соврем. методы и приборы авто-
матиз. контроля и регулирования тех-
нолог. процессов. М.: МДНТП, 1984.
С. 20—22.
10. Катыс Г. П., Кравцов Н. В.,
Ильинский В. М. Принципы построе-
ния оптических расходомеров//Измер.
расх. жидк., газа, пара. М., 1967.
С. 281—292.
11. Крылов П. С., Куршев Г. А.
Стабилизированный кольцевой лазер
для измерения расхода газа//Измери-
тел. техника. 1980. № 12. С. 50—51.
12. Лукьянов Д. П., Привалов В. Е.
Кольцевые газовые лазеры для изме-
рения параметров движения. Л.:
ЛДНТП, 1975. 31 с.
13. Лукьянов Д. П., Привалов В. Е.
Применение кольцевых газовых ла-
зеров в измерительной технике. Л.:
ЛДНТП, 1977. 23 с.
14. Bates С. J. Flowrate measure-
ments using a LDA-computer combi-
nationZZFLOMEKO 1978. P. 431—435.
15. Blake K. A. New developments
of the NEL laser velocimeter and the
treatment of data//Optoelectron. 1973.
Vol. 5. N 1. P. 27—39.
16. Catherin J. M., Dessus B. Mesure
des debits de fluides par laser//Bull.
inform. Bur. nat. Metrol. 1971. 2. N 5.
P. 7—11.
17. Culshow B., Hutchings M. S.
Optical-Fibre flowmeterZZElecrtonics
Letters. 1979. Vol. 15. N 18. P. 569—
571.
18. Dopheide D., Taux G., Narjes L.
Anwendung der Laser-Doppler-Anemo-
metric auf die genaue Crossgasmen-
genmessungZZPTB-Mitteillungen. 1984.
Bd. 94. N 1. S. 1—9.
19. Eduards R. V., Angus T. C.,
Morrow D. L. Flow measurement with
Doppler schifted laser lightZZAdvances
in instrumentation. 1968. Vol. 23.
Pt. 1. P. 868Z1—868Z4.
20. Godefroy H. W. H. E. Applica-
tion of the Laser-Doppler velocity
measurement in open and closed con-
duitsZZFLOMEKO 1978. P. 437—442.
21. Goldstein R. J., Kreid D. K-
Measurement of laminar flow develop-
ment in a square duct rising a Laser
Doppler flowmeterZZJ. of Appl. Meeh.
1968. Vol. 34. N 8.
22. Huffaker R. M. Laser Doppler
detection systems for gas velocity measu-
rementZZApplied Optics. 1970. Vol. 9.
N 5. P. 1926—1939.
23. Leiiabady A., Jones J. D. C.,
Jacson D. A. Monomode fibre optic
interferometric techniques in flow velo-
city measurementZZOpt. acta. 1985.
Vol. 32. N 2. P. 233—240.
24. Macek W. M., Schneider J. R.,
Salomon R. M. Measurement of Fren-
sel drag with thr ing laserZZJ. Appl.
Phys. 1964. Vol. 35. N 8. P. 2556—
2557.
25. Mishina H., Asakura T. Some
formulation of light scattering in la-
ser flowmeters employing differential
Doppler heterodyning-Opto-Electon.
1972. 3 P. 399—416.
26. Nakatani N., Nishikawa T., Ja-
mada T. LDV optical system with
multifrequency shifting for simultane-
ous measurement of flow velocities
at sevelal pointsZZJ. of Physics. E:
Scient. Instrum. 1980. Vol. 13. N 2.
P. 172—173.
27. Oldengarm J. Laser Doppler tech-
niques fot flow measurementZZFLO-
MEKO 1978. P. 443—448.
28. Rudd M. J. A new theoretical
model for laser Dopple-meterZZj. Scient.
Instr. 1969. N 2. P. 55.
29. Rudd M. J. The laser anemo-
meter — a reviewZZOpt. and Laser
Technol. 1971. Vol. 3. N 4. P. 200—207.
30. Seebach H. Advances in non
Doppler laser velocimetry and selected
applicationsZZProc. Soc. Photo-Opt. In-
strum. Eng. 1983. Proc. Meet. Ind.
appl. laser technol. Geneva, 19—29
Apr. 1983. P. 281—282.
31. Waller I. M. Guidelines for
applying Doppler acoustic flowmetersZZ
Instr. Technol. 1980. Vol. 27. N 10.
P. 55—57.
32. Yeh J., Cummlgs H. Localized
fluid flow measurements with an He-Ne
laser spectrumZZAppl. Phys. Letters.
1964. Vol. 4. N 10.
К главе 24
1. Гинзбург И. П., Зазимко В. А.,
Ярцев Д. А. Конструкция высокоча-
стотного дугового анемометра и экс-
периментальное исследование его ха-
рактеристи^Изв. Сибир. отд-ния
АН СССР. Сер. техника. 1969. Т. 31.
С. 60—66.
2. Захаров Ю. Г. Анемометр с тлею-
щим paapHfloMZZ^(T®. 1969. Т. 9.
Вып. 21. С. 1971—1975.
3. Коршунов Н. С., Хацкевич М. В.
Расходомер с радиоактивным датчи-
681
ком//Атом. энергия. 1957. № 9.
С- 250—262.
4. Новицкий П. В., Новопашен-
иый Г. Н. Ионизацнонио-искровые
методы измерения скоростей и рас-
хода газовых потоков//Науч. техн,
информ, бюлл. ЛПИ. 1959. № 3.
С. 66—70.
5. Таточенко Л. К. Радиоактивные
изотопы в приборостроении. М.: Атом-
издат, 1960. С. 284—291, 292—296.
6. Штейнбок Н. И. Примеиеиие
радиоактивных излучений в измери-
тельной технике. М., Л.: Машгиз.
1960. 288 с.
7. Шумиловский Н. Н., Мельт-
цер Л. В. Основы теории устройств
автоматического контроля с исполь-
зованием радиоактивных изотопов. М.:
Изд-во АН СССР, 1959. 144 с.
8. Birchall I., Spencer J, М., Tan-
ner Р. Н. The measurement of tran-
sient mass flow rate in a gas using
an ionization method//Rev. Sci. Inst-
rum. 1970. Vol. 41. N 5. P. 782—783.
9. Brocard R. Dfcbitmetre a ionisa-
tion induite permanente pour fluides
gazeuxZ/Electron. industr. 1968. N 113.
P. 39/1.
10. Cameron J. F., Berry P. F.,
Taylor F. A. A radioactive method
of measuring iow water-flows rates//
Brit. Chem. Eng. 1959. Vol. 4 (2).
P. 76—77.
11. Carlson R., Cederberg B., Ljung-
gren K. Measurement of the water
circulation in a high-pressure natural
circulation boiler/ZCombustion, 33. June
1962. P. 25—30.
12. Clayton C. G., Webb J. W.
Continuous measurement of gas flow
using a hinged gate and a radioactive
sourse/ZRadioisotopes in the Physical
Sciences and Industry Confer. Procee-
dings. Copenhagen, 1960. Vol. 1.
P. 499—509.
13. Guome D. J. An ionization
anemometer//Heatlng and Ventilating
Engineer. 1968. N 489. P. 511—515.
14. Development of gate tupe me-
ters//Control. 1961. Vol. 4. N 39.
P. 110—111.
15. L5ffler M. Kontinuierliche Gas-
geschwindigkeits- und Mengenmessung
mit zwei radiometrischen lonisations-
methoden//Z. M. S. R. 1967. Bd. 10.
N 11. S. 365—400.
16. Lovelock J. E., Wasilewska E. M.
An ionisation anemometer//J. Scient.
Instr. 1949. Vol. 26. N 11. P. 367—370.
682
17. Times D. W. A recording flow-
meter using a radioactive float//J.
Scient. Instr. 1961. Vol. 38. N 4.
P. 145—149.
К главе 25
1. Большаков И. Г., Екатери-
нин В. В., Игнатьев Ю. П. Ядер ио-
магнитный расходомер с отметкой,
наносимой в двух сечениях трубопро-
вода//Тр. метролог, ин-тов. 1972.
Вып. 135 (195). С. 233—236.
2. Бородин П. М. Измерение рас-
хода жидкостей с помощью идерного
магнитного резонанса в земном поле//
Приборы н системы управления. 1973.
№ 10. С. 36—38.
3. Гегеле П. П., Рухин А. Б., Ека-
теринин В. В. Импульсно-компенса-
ционный способ измерения расходов
жидкостей иа основе ЯМР//Измери-
тел. техника. 1979. № 10. С. 42—43.
4. Егоров Н. Л., Екатеринин В. В.,
Зимнков Р. Я. Экспериментальная
установка для исследования параме-
тров меточного ЯМР расходомера//
Измерител. техника. 1980. № 12.
С. 35—37.
5. Езюков А. П., Жерновой А. И.
Ядерио-магнитный расходомер//Рас-
чет и конструирование расходомеров.
Л.: Машиностроение, 1978. С. 150—
153.
6. Екатеринин В. В., Жерно-
вой А. И., Стахов О. В. Импульсио-
частотиый ЯМР-расходомер//Измери-
тел. техника. 1965. № 3. С. 54—56.
7. Жерновой А. И., Латышев Г. Д.
Ядерный магнитный резонанс в про-
точной жидкости. М.: Атомиздат,
1964. 265 с.
8. Жерновой А. И. Применение
ядерного магнитного резонанса в из-
мерительной технике (ядерно-магнит-
ные расходомеры). Л.: ЛДНТП, 1982.
30 с.
9. Жерновой А. И. Ядерио-магиит-
ные расходомеры. Л.: Машинострое-
ние, 1985. 135 с.
10. Корепанов В. Т., Терентьев А. Т.
Измерение скорости потока жидкости
импульсным методом ядерного маг-
нитного резоианса//Тр. метролог, ин-
тов, 1970. Вып. 122 (182). С. 146—149.
11. Ламп Ю. Ю., Сандер X. Я-
ЯМР-расходомер//Измер. расх. жидк.,
газа, пара. М., 1973. С. 103—105.
12. Battocletti Т. Н. Magnetic reso-
nance flowmeter for LNG and LPG//
Pipe Line Industry. 1968. Vol. 29.
Dec. P. 61—64.
13. Genthe W. K., Van der Hey-
den W. H„ Battocletti T. H. The
magnetic resonance flowmeter//Adv. In-
strum. 1968. Vol. 23. Pt. 1. P. 864/1—
865/5.
14. Garroway A. N. Velocity mea-
surement in flowing fluid by MMR//
J. Phys. D. Appl. Phys. 1974. Vol 7.
P. 159—163.
15. McCormick W. S., Birke-
meier W. P. Optimum detectors for
the NMR flowmeter//Rev. Sci. Inst-
rum. 1969. Vol. 40. N 2. P. 346—353.
16. Singer J. R. NMR diffusion
and flow measurement and an intro-
duction to spin phase graphing//.!.
Phys. E: Sci. Instr. 1978, Vol. 11.
P. 281—291.
К главе 26
I. Грабовский A. M., Дерягин В. Ф.
Гидродинамические исследования рас-
ходомеров для водоводов больших
диаметров//Тр. метрол. ии-тов. 1972.
Вып. 135 (195). С. 140—148.
2. Лойцкер О. Д., Седунов В. Ф.
Электромагнитный парциальный рас-
ходомер//Совр. мет. и приб. автом.
контр, и регулир. технолог, процес-
сов. М.: МДНТП, 1984. С. 136—139.
3. Плотников В. М. Расходомер
газа с ответвленным невозвращаемым
потоком//Системы и устройства пневмо-
автоматики. М., 1969. С. 367—373.
4. Плотников В. М., Купецкий И. В.
Некоторые вопросы расчета и конструи-
рования дроссельных датчиков рас-
хода газа с ответвленным невозвращае-
мым потоком//Пневмоавтоматика. М.,
1966. С. 229—235.
5. Шишкин 3. А., Обновлен-
ский П. А. Тепловой парциальный
расходомер со стабилизируемой ве-
личиной ответвленного потока//Изв.
вузов. Приборостроение. 1971. Т. 14.
N 9. С. 120—122.
6. Benson Т. М., Baker W. С.,
Easter Е. Thermal mass flowmeter//
Instr. Contr. Syst. 1970. Vol. 43.
P. 85—87.
7. Takashi I., Hiroo H. A new flow-
meter for pulsating gas flow//ISA Jour-
nal. 1959. Vol. 6. N 12. P. 38—43.
8. Uchiyama H., Tanaka T. Experi-
mental investigation of a fluide flow-
meter used for a calorimeter/ZTechno-
logy reports of Kansa University.
1984. N 25. P. 15—23.
К главам 27 и 28
1. Басков В. Б., Кириллов С. Е.
Тепловая меточная система для изме-
рения параметров потоков жидкостей//
Изв. вузов. Приборостроение. 1982.
Т. 25. С. 14—18.
2. Безбородов А. Ф. Расходомер
с магнитными метками//Измер. расх.
жидк., газа, пара, М., 1967. С. 293—
302.
3. Герасименко В. В., Денисов А. А.,
Иванов О. И. Электрогидродииамиче-
ские меточные преобразователи рас-
хода диэлектрических сред//Авт. и
КИП. 1974. № 5. С. 5—6.
4. Егоров Н. Л., Тупнченков А. А.
Исследование структуры погрешности
меточных расходомеров//Измерител.
техника. 1986. № 4. С. 23—25.
5. Жейгур Б. Д., Сермонс Г. Я.
Импульсный метод измерения ско-
рости течения электропроводящей
жидкости//Магиит. гидродинамика.
1965. № 1. С. 141.
6. Забелин В. Е. Измерение рас-
хода газа с помощью галоидных ме-
ток потока//Измер. расх. жидк., газа
и пара. М., 1967. С. 303—310.
7. Забелин В. Е. Меточные расходо-
меры//Измер. расх. жидк., газа и
пара. Таллии, 1972. С. 142—155.
8. Забелин В. Е., Белякова Е. М.
Применение галоидных меток для из-
мерения скорости и расхода газа//
Измер. расх. жидк., газа и пара.
М., 1973. С. 115—120.
9. Кириллов С. Е., Басков В. Б.
Расчет тепловых меточных расходо-
меров жидкостей//Изв. вузов. При-
боростроение. 1977. Т, 20. № 9.
С. 120—124.
10. Крымский И. Л. Применение
концентрационного метода для кон-
трольных измерений расхода воды//
Измер. расх. жидк., газа и пара.
Таллин, 1972. С. 84—90.
11. Крымский И. Л., Педан М. С.
Метрологическое исследование кон-
центрационного метода измерения рас-
хода воды в трубопроводах//Измер.
расх. жидк., газа и пара. Таллин,
1972. С. 91—100.
12. Международный стандарт
ИСО 2975/1. Измерение расхода воды
в закрытых каналах. Метод прививок.
Ч. 1. Общие положения. 16 с.
13. Педаи М. С. Установка для оп-
ределения скорости воздушного по-
683
тока методом ионизации. М.: ВИНИТИ,
1958. 8 с.
14. Попов А. С., Крымский П. Л.
Концентрационный расходомер//Тепло-
эиергетика. 1985. № 10. С. 61—62.
15. Рощии В. А. Повышение точ-
ности меточных расходомеров//Измери-
тел. техника. 1980. № 12. С. 49—50.
16. Соколов Г. А., Басков В. Б.
Неконтактный тепловой меточный рас-
ходомер жидкостей//Изв. вузов. При-
боростроение. 1980. Т. 23. С. 10—13.
17. Шумиловский Н. Н., Мельт-
цер Л. В. Инженерная методика рас-
чета расходомеров, работающих по
методу меченых молекул//Приборо-
строение. 1956. №3. С. 8—10. № 11.
С. 4—8.
18. Allen С. М., Taylor Е. A. The
salt veolcity method of water measure-
mentZZTrans. ASME. 1923. Vol. 45.
P. 285—341.
19. Brain T. J. S., Reid T., Mac-
Donald C. Further development
of the NEL pulsed-ionization flowme-
ter/ZFluid Flow Meas. Mid-1970’s.
Proc. Conf. 1975. 1977. P. 317—336.
20. Brinkworih B. J., Evans G. V.
A dilution method of flow-rate mea-
surement using a light-scattering techni-
que/ZWater Power. 1964. Vol. 16.
N 12. P. 495—500.
21, Clayton C. G. Precise tracer
measurement of liquid and gas flowZZ
Nucleonics. 1960. Vol. 18. N 7. P. 96—
100.
22. Clayton C. G., Evans G. V.,
Spackman R. A mobile system for
measuring flow in a gas distribution
networkZ/Atom. May. 1969. N 151.
P. 128—141.
23. Clayton C. G., Evans G. V.
The constant-rate injection and velo-
city methods of flow measurement
for testing hydraulic machinesZZReport
United Kingdom Atomic Energy Auto-
rity. Berschire. 1968.
24. Clayton C. G., Evans G. V.
Experience in the use of the radioiso-
tope constant rate injection method
in testing the performance of hydraulic
machinesZZMod. dev. Flow meas. 1972.
P. 276—291.
25. Colley W. C., Stever H. G.
Determination of air velocity by ion
transit-time measurementZZRev. Sci.
Instr. 1952. Vol. 23. N 4. P. 151—154.
26. Darte R. Mesures de debit
par tra?age chimiqueZZMes. regul. auto-
mat. 1975. Vol. 40. N 3. P. 65—69.
684
27. Deicke H. H., Fluchowsky J.,
Rudolfh К. P. Transit time measure-
ments in technical plants by using
a multichannel analyserZZlsotopenpraxis.
1985. Bd. 21. N 2. S. 51—53.
28. Diclemente T. 1., Normann I. M.
Fluorometric flow measurement on po-
wer plant cooling and wastewater sy-
stemsZZFLOMEKO 1978. S. 423—430.
29. Duym С. P. A., Jansen P.,
Pronk H. F. The calibration of the
Blast Venturi by means of a tracer
gas methodZZCNRM. 1967. N 12. P. 83—
95.
30. Ellis W. R. Measurement of
water flow in an air conditioning unit
by a radioisotope methodZZJ. Instit.
Engineers, Australia. 1965. Vol. 37.
N 4—5. P. 135—136.
31. Evans G. V. A study of diffusion
in turbulent pipe flowZZTrans. ASME.
1967. Vol. 89. Ser. D. N 73. P. 624—
632.
32. Evans G. V., Spackman R.,
Aston M. A. T. Measurement of gas
flow by radiotracer methodsZ/Mod. dev.
Flow meas. 1972. P. 245—263.
33. Fries B. A. Steam-Flow measure-
ment by the total-sample MethodZZ
Intern. J. Appl. Radiation and Isoto-
pes. 1965. Vol. 16. N 1. P. 35—39.
34. Fries B. A. Flow-rate measure-
ment of condensable Gases by the
carrier-gas methodZZlntern. J. Appl. Ra-
diation and Isotopes. 1968. Vol. 19.
P. 39—42.
35. Hansen R. b. Discharge measu-
rements using radioisotopes in high-
head turbines and pumpsZZlsotopes and
radiation technology. 1970. Vol. 7.
N 3. P. 330—333.
36. Heusala H., Myllyla R. Micro-
processor-based flow measurement using
a positron active tracerZZlEEE Trans,
instrum, meas. 1979. Vol. 28. N 4.
P. 321—326.
37. Hooper L. T. Effect of brine
dispersion in the Allen saltvelocity
methodZZTrans. ASME. 1961. Vol. 83.
N 2. P. 194—205.
38. Hubert T. Effect of injection
speed on the tracer concentration
curvesZZNukleonika. 1970. Vol. 15. N 4,
P. 371—376.
39. Hull D. E. Versatile total*
count method helps operationsZZHydro-
carbon processing and petroleum refi»
ner. 1964. Vol. 43. N 10. P. 151—156.
40. Hull D. E., Fries B. A., Gil-
more I. T. Acid circulation volume,
replacement and entrapment measured
in an alkylation plant with radiotra-
cer//Intern. T. Appl. Radiation and
Isotopes. 1965. Vol. 16. P. 19—26.
41. Hutton S. P., Spencer E. A.
Gauging water flow by the saltdilution
method/ZProceedings the institution of
civil engineers. 1960.
42. Indedon S., Fishman T. B. Ioni-
zation meter shows promise//The oil
and Gas J. 1969. Vol. 67. P. 154—156.
43. Inter. Stand. ISO 2975/11. Mea-
sur. of water flow in closed conduits.
Tracer methods. Pt. II: Constant rate
injection method using nonradioactive
tracers. 1975. 8 p.
44. Inter. Stand. ISO 2975/VII. Mea-
sur. of water flow in clos. cond. Tra-
cer methods. Pt. VII: Transit time
method using radioactive tracers. 1977.
9 P-
45. Inter. Stand. ISO 4053/1. Mea-
sur. of gas flow in conduits. Tracer
methods. Pt. I. General. 1977. 10 p.
46. Inter. Stand. ISO 4053/IV. Mea-
sur. of gas flow in conduits. Tracer
methods. Pt. IV. Transit time method
using radioactive tracers. 1978. 9 p.
47. ISO. Measurement of water flow
in closed conduits. Tracer methods.
Pt. II. Constant rate Injection method
using radioactive tracers. ISO/TC
30 SC4. 1972.
48. ISO. Measurement of fluid flow
in closed conduits. Tracer methods.
Pt. Ill: Total quantity injection me-
thod. Ill—2. Radioactive tracer me-
thod ISO/TC 30/SC4. 1981.
49. ISO. Measurement of fluid flow
in closed conduits. Tracers methods.
Pt. IV: Method based on velocity
measurement. IV. I Non radioactive
tracer method. ISO/TC 30/SC4. 1971.
50. Johnson P. Process investigation
using radiotracer technique//Chemical
Processing, 1970. Vol. 16. N 4. P. 22—25.
51. Jordan D. W. A theoretical
study of the diffusion of tracer gas
in an airway/ZQuart. T. Meeh, and
Applied Math. 1961, Pt. 2. P. 203—
222.
52. Knapp M., Restarovic S., Lon-
caric T. Flow rate measurement in
hydropower plants by means of ra-
diosiotopes/Zlnternat. T. Appl. Radia-
tion and Isotopes. 1967. Vol. 18. P. 101—
109.
53. Kniebs D. V., Burket P. V.,
Staats W. R. Argon-41-measures natu-
ral gas flow//Nucleonic. 1960. Vol. 18.
N 6. P. 142—144.
54. Korbel K., Dabek T., Wolski K.
A mobile system for flow measurement
of liquid in closed conduits//Isotopen
praxis. 197O._ Vol. 6. N 2. P. 64—66.
55. КгошпйИег H. Durchflussmes-
sung mittels Markierungsverfahren//
VDI-Berichte. 1980. N 375. S. 47—54.
56. Lafferty R. H. Flow measure-
ment with radioisotopes/Zlsotopes and
radiation technology. 1971. Vol. 8.
P. 287—308.
57. Ltickers J., Tyou P. Blast flow-
meter calibration by tracer Injection//
GNRM. 1967. N 12. P. 89—95.
58. Owen A. G. V., Scott D. R.
Dilution techniques of flow measure-
ment//!. Inst. Heat and Ventilat.
Engrs. 1967. Vol. 35. P. 117—120.
59. Popovich A. T., Hummel R. L.
A new method for non disturbing
turbulent flow measurement very close
to a wallZ/Chemical Eng. Science.
1967. Vol. 22. N 1.
60. Ramelot D., Stolz C., Ltickers T.
Tracer calibration of differencial flow-
meters used to measure large gas flow-
met ers//FLOME KO 1978. P. 475—480.
61. Rhoges D. F. Measuring flow
with radiotracers//Instr. Technol. 1975.
Vol. 22. N 10. P. 43—48.
62. Ritchie J. B. Gas flow measur-
ing using radioisotopes//Atomic Ener-
gy. 1967. Vol. 10. N 2. P. 18—23.
63. Robin G. Mesure de debits par
radioelements//Electronique industri-
elle. 1966. N 90. P. 8—13.
64. Roth H. Ein thermisches Ver-
fahren zur Bestimmung der Stromungs-
geschwindigkeit in Rohrleitungen//
Brown—Boveri Mitteil. 1962. Bd. 49.
N 11—12. S. 605—609.
65. Schmitt K., Veiel V., Wegner L. A.
Die Bestimmung des Durchflusses in
Abwasserkanalen/ZZ. GWF. 1969. Bd.
110. N 24. S. 652—656.
66. Schockley W. Currents to condu-
ctors induced by a moving point charge//
J. Appl. Physics. 1938. Vol. 9. P. 633—
636.
67. Taylor G. L. The dispersion
of matter in turbulent flow through
a pipe//Proc. Roy. Soc. 1954. P. 446—
468.
68. Thompson D. H. A tracer-par-
ticle fluid velocity meter in corpora-
ting a laser//J. Phys. (J. Sci. Instrum.).
1968. N 9. P. 929—932.
685
69. Walker R. E., Westenberg A. A.
Absolute low speed anemometer//Rev.
Sci. Instr. 1956. Vol. 27. N 10. P. 844—
848.
70. Watkln T. D. Flow measurement
by infrared tracerZ/Instr. Contr. Syst.
1966. N 6.
71. Wright I. C. New displacement
method for measuring gas flow//Gas.
1950. Vol. 26. N 5. P. 116.
К главе 29
I. Кебадзе Б. В., Красиоя-
ров Н. В., Адамовский Л. А. Кор-
реляционные измерения расхода на-
трия с помощью магнитных датчиков//
Атом. Энергия. 1978. Т. 45. Вып. 1.
С. 30—35.
1а. Ярмола Ю. А. Корреляционный
расходомер слабопроводящих сред
с рассчитываемой градуировочной ха-
рактеристикой//Магнит. гидродина-
мика. 1981. № 2. С. 121—125.
lb. Abeysekera S. A., Beck М. S.
Liquid flow measurement by cross-
correlation of temperature fluctuations//
Meas, and Contr. 1972. Vol. 5. N 11.
P. 435—439.
2. Battye J. S. The industrial cor-
relation flowmeter and its design con-
straints/ZFLOMEKO 1985. P. 187—194.
3. Bazerghi H., Serdula K. J. Eva-
luation of the performance of an ultra-
sonic cross-correlation flowmeter/ZAto-
mic energy of Canada limited, Onta-
rio, 1977. 24 p.
4. Beck M. S., Jordan J. R., Kel-
ly R. G. Cross-correlation flow measu-
rement using a microelectronic heat-
wired programmed digital computer//
Conf, use Digital Comput. Measur.
Univ. York. 1973. P. 104—108.
5. Beck M. S. Correlation in instru-
ments: cross-correlation flowmeters//.!.
Phys. E: Sci. Inst. 1981. Vol. 14,
N 1. P. 7—19.
6. Beck M. S. Recent developments
and the future of cross-correlation
flowmeters//Int. Conf. Adv. Flow Mea-
sur. Techn., Warwick. 1981. P. 241—
245.
7. Bentley P. G., Dawson D. G.
Fluid flow measurement by transit
analysis of temperature fluctuations//
Trans. SIT. 1966. N 3. P. 183—193.
8. Coulthard J. The principle of
ultrasonic cross-correlation flowmete-
ring//Meas. and Contr. 1975. Vol. 8.
N 2. P. 65—70.
686
9. Cremonini A., Torresan C. Misura-
tori di portata a correlatione ottica//
Techniche Dell Automazione. 1980.
N 11. P. 13—18.
10. Duball A., Favennec J. M.
Debitmetre on conduite fermee par
la mesure du temps de transit du fluide//
Bull, inform. Bureau National de Me-
trologie. 1982. N 48. P. 35—47.
11. Fell R. New ultrasonic correla-
tion flowmeter//Nel Fluid Meeh. Silver
Jubilee Conf., 1979. Glasgow, 1979.
N 9. P. 911—943.
12. Fuhrmann F. Optisches Flowme-
ter bestimmt Flussgeschwindigkeit von
Zellstoffsuspension // Maschinenmarkt.
1982. Bd. 88, N 31. S. 614—616.
13. Keech R. P., Coulthard J. Advan-
ces in cross-correlation flow measure-
ment and its application/ZFLOMEKO
1985. P. 195.
14. Kin-ichi Komlya. Flow velocity
measurement by using correlation tech-
niqueZ/Bull. of the Nat. Res. Lab.
Metrology. 1966. N 12. P. 64—72.
15. Lassahn G. D. Two-phase flow
velocity measurement using radiation
intensity correlation//Adv. Instrum. Pi-
ttsburgh. 1975. Vol. 15. Pt 3. P. 745/1—
745/3.
16. Mesch F. Geschwindigkeits und
Durchflussmessung mit Korrelations-
verfahren/ZRegelungstechn. 1982. Bd. 24,
N 3. S. 73—82.
17. Mylroi M. G. Cross-correlation
flow measurement systems/ZAutomation
(Gr. Brit.). 1977. Vol. 12. N 6, 7.
P. 9, 11.
18. New solution to flow measure-
ment problemsZ/Chem. Process (Gr.
Brit.). 1972. Vol. 18. N 11. P. 75—76,
19. New slurry flowmeter using cross»
correlation//Chem. Process (Gr. Brit)<
1972. Vol 18. N 11. P.83,85.
20. Novy Protokomer//Papir a Cell,
luloza. 1979. N 7, 8. P. 217, 218.
21. Nuliten J. A., Keech R. P.,
Coulthard J. Industrial mass flow
measurement trials using an ultrasonic
cross-correl ation flowmeter/ZFLOME KO
1983. P. 113—123.
22. Olszowski S. T., Coulthard J.,
Sayles R. S. Measurement of dispersed
two-phase gas-liquid flow by cross
correlation of modulated ultrasonic sig,
nals//Int. J. Multiphase Flow. 1976.
Vol. 2, N 5—6. P. 537—548.
23. Ong К. H., Beck M. S. Slurry
flow velocity concentration and par-
ticle size measurement using flow noise
and correlation techniques//Meas. and
Control. 1975. Vol. 8. N 11. P. 453—
463.
24. Witte W. Ein Volumenstrom-
messverfahren auf der Basis pseudo-
zflffolling erzeugter Warmeimpulse/7
Technisches Messen. 1983. Bd. 50.
N 4. S. 135—141.
К главе 30
1. Денисов А. А., Иванов О. И.,
Флемиг Э. Г. Электрокинетический
преобразователь расхода с частотным
выходом//Тр. ЛПИ. 1976. № 355.
С. 85—86.
2. Кулаков М. В., Жуков Ю. П.
Использование методов высокочастот-
ной кондуктометрии для измерения
малых расходов жидкости//Авт. хим.
нефтеперер. цел. бум. пр-ва. Пермь,
1968. С. 62—67.
3. Сафарян А. С. Реактивный дат-
чик расхода пульпы//Приборострое-
ние. 1962. № 7. С. 27.
4. Соловский В. М., Бошияк Л. Л.
Микрорасходомер с автоколеблющимся
шариком//Расчет и конструирование
расходомеров. Л., 1978. С. 159—162.
5. Фомин И. К. Исследование элек-
трохимического преобразователя рас-
хода//Измерител. техника. 1971. № 12.
С. 96—97.
6. Шкатов Е. Ф., Жуков Ю. П.
Измерение расхода агломерационного
газа струйным датчиком//Промышлен.
и санитар, очистка газа. М., 1971.
№ 1. С. 17—21.
7. Al Rabch R. Н., Hemp J. A new
Method for measuring the flow rate
of insulating fluide//Int. Conf. Adv.
in Flow Measurement techniques. 1981.
P. 267—276.
8. De Carlo I. P. The oscillatory
using flowmeter//ISA Transaction. 1982.
Vol. 21. N 2. P. 75—92.
9. Haffner T., Stone C. A., Gen-
the W. K. Novel mass flowmeter mea-
sures angular momentum and density
of fluid to derive a mass flow analog//
Control Engng. 1962. Vol. 9. N 10.
P. 69—70.
10. Heckle M. Ein neues Durchfluss-
messverfahren mit Frequenzausgang//
Messtechnik. 1979. Bd. 79. N 9. S. 207—
2i4.
11. Heckle M., Lutz K. Neuartiger
digitaler Durcflussmesser mit Schwing-
korper//Automatik. 1972. Bd. 17. N 6.
S. 184—187.
12. M&grini U. Flowmeter for mea-
surement of low velocity in liquids
with weak electrical conductanve//Rev.
Sci. Instrum. 1966. Vol. 37. N 5.
P. 627—633.
13. Shiba K. Momentum flowmeter//
Measurements and Data. 1968. Vol. 2.
N 6. P. 97.
14. Shiba K., Tahara H. Movable
U-tube flowmeter/ZOyobuturi. 1968.
N 12. P. 1094—1101.
15. Stem E. Ober zwei neue Metho-
den zur Geschwindigkeitsmessung in
leitenden Flflssigkeiten//Z. Angewandte
Physik. 1970. Bd. 28. N 6. P. 364—
367.
16. Tanney J. W. Fluidic velocity
sensor//Instr. Contr. Syst. 1969. Vol. 42.
N 6. P. 81—83.
17. Yamamoto K.t Nomoto A. Mo-
mentum type weight flowrneter//Mico-
nex’83 Proc. Multi-National instrumen-
tation Conference. 1983. Pt. 2. P. 663—
673.
К главе 31
1. Азимов P. K.> Беляев Д. В.
Параллельное корректирующее уст-
ройство инерционного преобразова-
теля//Измерител. техника. 1967. № 1.
С. 50—52.
2. Беляев Д. В., Коротков П. А.
Тепловые расходомеры//Измер. расх.
жидк., газа и пара. М., 1967. С. 203—
215.
3. Беляев Д. В., Соколов Г. А.
Динамические свойства тепловых рас-
ходомеров и коррекция их инерцион-
ности//Измер. расх. жидк., газа и
пара. М„ 1973. С. 68—73.
4. Бошияк Л. Л., Бызов Л. Н.,
Казначеев Б. А. Экспериментальное
определение постоянной времени крыль-
чато-тахометрических преобразовате-
лей расходомеров//Измерител. тех-
ника. 1962. Ns 2. С. 58—60.
5. Бошняк Л. Л., Бызов Л. Н.
Оценка динамических свойств пре-
образователей турбиино-тахометриче-
ских расходомеров//Приборы и си-
стемы управлений. 1967. Ns 5. С. 15—
16.
6. Бызов Л. Н., Руднев А. В., Са-
фонова Л. Г. Экспериментальное ис-
следование динамических характе-
ристик расходомеров//Измер. расх.
жидк., газа и пара. М., 1973. С. 40—
47.
7. Гонек Н. Ф. Обобщенные дина-
мические характеристики элементов
687
и систем регулирования теплотехни-
ческих установок//Авт. отопител.,
котел, и тепловых пунктов. М. 1965.
Вып. 4. С. 15—23.
8. Дробышева Н. А., Никифо-
ров А. Н. Измерение нестационарных
расходов с помощью сужающих уст-
ройств//Метролог. обесп. измер. М.:
ВНИИКИ, 1984. Вып. 3. 32 с.
9. Зелеиюк В. К., Тартаков-
ский Д. Ф. Динамические характе-
ристики пленочных измерительных
преобразователей//Измерител. тех-
ника. 1973. № 6. С. 18—20.
10. Иванов Г. М., Делимбетов В. А.
Динамические погрешности дифмано-
метров, обусловленные несимметрией
их подводящих каиалов//Тр. МЭИ.
1972. Вып. 136. С. 139—144.
11. Коротков П. А., Соколов Г. А.,
Полевой В. С. Устройство для ком-
пенсации динамических погрешностей
тепловых расходомеров//Измерител.
техника. 1969. № 2. С. 30—32.
12. Коротков П. А., Лондон Г. Е.
Динамические контактные измерения
тепловых величин. Л.: Машинострое-
ние. 1974. 224 с.
13. Кремлевский П. П. Сглажива-
ние пульсирующих потоков жидкости,
газа и пара//Тепл. приборы и регу-
ляторы. М.; Л.: 1959. Вып. 3. С. 19—46.
14. Кремлевский П. П. Динамиче-
ские характеристики дифманометров//
Тепл, и хим.-технолог, приборы и
регуляторы. М.; Л. 1959. Вып. 4.
С. 56—95.
15. Кремлевский П. П. Измерение
расхода пульсирующих потоков//Тр.
ВНИИМ. 1961. Вып. 50 (НО). С. 117—
142.
16. Кремлевский П. П. Критерии
успокоения пульсирующих потоков//
Тепл, и хим.-технолог, приборы и
регуляторы. М.; Л., 1961. С. 79—89.
17. Кремлевский П. П., Гонек Н. Ф.
Динамические характеристики изме-
рительных приборов//Измерител. тех-
ника. 1966. № 2. С. 19—20.
18. Кремлевский П. П., Круте-
лев А. К., Локшин Р. Г. Эксперимен-
тальное определение динамических ха-
рактеристик ротаметров//Приборы и
системы управления, 1972. № 11.
С. 35—36.
19. Левин В. М. Измерение пуль-
сирующих и резко меняющихся рас-
ходов мазутомерами МП//Приборо-
строеиие, 1961. № 1. С. 28—30.
688
20. Локшин Р. Г., Кремлевский П. П.
Расчет динамических характеристик
ротаметров//Измер. расх. жидк., газа
и пара. Таллии, 1972. С. 46—55.
21. Локшин Р. Г. Погрешности из-
мерения ротаметрами пульсирующих
расходов//Измер. расх. жидк., газа
и пара. Таллин, 1972. С. 56—73.
22. Островский Э. С. Влияние ло-
кального ускорения на погрешность
измерения пульсирующего расхода с
помощью сужающих устройств//Рас-
чет и конструирование расходомеров.
Л., 1978. С. 28—30.
23. Никитина Т. А., Сигети А. И.
Определение среднего расхода пуль-
сирующих потоков//Гидромеханика.
1974. Вып. 27. С. 65—70.
24. Селянниов М. Г. Динамические
свойства вращающихся преобразова-
телей скорости потока//Расчет и кон-
струирование расходомеров. Л., 1978.
С. 79—85.
25. Соколов Г. А., Фомичев Ю. С.,
Обновленский П. А. Быстродействую-
щая тепловая система измерения рас-
хода и состава потоков//Изв. вузов.
Приборостроение. 1979. Т. 22. № 12.
С. 75—77.
26. Фееиберг Я. М., Павлов В. А.
Измерение расхода воздуха в пульси-
рующем потоке//Тр. ЦНИДИ. 1952.
Вып. 20. С. 72—106.
27. Шукшунов В. Е. Корректирую-
щие звенья в устройствах измерения
нестационарных температур. М.: Энер-
гия, 1970. 119 с.
28. Baird М. Н. I., Chema М. А.
Pulsation error in a rotameter//Cana-
dien J. of Chem. Eng. 1969. Vol. 47.
P. 226—232.
29. Dobrowolski B., Kabza Z., Pos-
polita J. The analysis of metrology
performance of constriction flow-me-
ters under pulsating flow-condition//
The Proceedings of the X-th IMEKO
World Congress. 1985. Vol. 8. P. 25—
32.
30. Dowdell R. B., Liddle A. H.
Measurement of pulsating flow with
propeller and turbine-type meters//
Trans. ASME. 1953. Vol. 75. N 8.
P. 961—968.
31. Downing P. M., Mottram R. C.
The effects of flow pulsations on ori-
fice plate flowmeters/ZFluid Flow Mea-
sur. Proc. Conf. 1975. 1977. P. 25—52.
32. Earles W. E., Zarek J. M. Use
of sharp-edged orifices for metering
pulsating flow//Proc. Inst. Meeh. Eng.
1963. Vol. 177. N 37. P. 937—1024.
33. Earles S. W. E., Jeffery B. J.,
Williams T. J. Pulsating flow measu-
rement using an orifice-manometer sy-
stems//The Engineer. 1967. P. 821—
825.
34. Estel E. Durchflusszahl von
Normdflsen und Druckfall in Rohren
bei pulsierender StromungZZPhysika-
lische Zeitsrift. 1937. Bd. 38. S. 748—
758.
35. Floyd J. H. The effect of high
frequency pulsations on differential me-
ter accuracyZ/Pipe Line News. 1963.
Vol. 35. N 2. P. 19—23.
36. Fortier A. La mesure des debits
pulsatoires au mayen d’appareils depri-
mogenesZZHuille blanche. 1960. Vol. 24.
N 4. P. 455—468.
37. Grimson J., Hay H. Errors due
to pulsation in orifice metersZZj. of
the Royal Aeronaut. Society. 1971.
Vol. 75. N 4. P. 284—287.
38. Harrison G. S., Armstrong W. D.
The frequency response of rotametersZZ
Chem. Engng. Science. 1960. Vol. 12.
N 4. P. 253—259.
39. Head V. P. A practical pulsa-
tion threschold for flow metersZZTrans.
ASME. 1956. Vol. 78. N 7. P. 1471—
1479.
40. Higson D. J. The transient
performance of a turbine flowmeter
in waterZZJ. Sci. Instr. 1964. Vol. 41.
N 5.
41. Hodgson I. L. The laws of simila-
rity for orifice and nozzle flowsZZTrans.
ASME. 1929. Vol. 51. P. 303—332.
42. Hunter J. J., Green W. L.
A drag plate flowmeter for pulsating
flowZZMeasur. and Contr. 1971. Vol. 4.
N 10. P. 272—274.
43. ISO — Technical Report 3313—
1974 (E) Measurement of pulsating
fluid flow in pipe by means of orifice
plates, nozzles or Venturi tubes, in
practicular in the case of sinusoidal
or square wave intermittent periodic-
type fluctuations. 1974. 24 p.
44. ISOZTC N169E UK member body
proposal for a revision of pulsating
fluid flow in pipe by means of orifice
plates, nozzles or Venturi tubes. 1985.
30 p.
45. Mohammad W. A., Mottram R. C.
High frequency pulsation effects on
orifice meter accuracyZZlnt. Conf. Ad-
vances in Flow Meas. Techniques.
1981. P. 81—94.
46. Mottram R. C. Measurement of
noisy and pulsating flows in industrial
and laboratory environmentsZZFLO-
MEKO. 1985. P. 213—221.
47. Oppenheim A. K., Ghilton E. G.
Pulsating Flow Measurement — a li-
terature surveyZZTrans. ASME. 1955.
Vol. 77. N 2. P. 231—248.
48. Poole L. G. The measurement
of pulsating flowZZMeasur. and Contr.
1970. Vol. 3. P. 247—252.
49. Sauer H. J., Smith P. D.,
Field L. V. Metering pulsating flow
in orifice installationsZZlnstr. Techno-
logy. 1969. Vol. 16. N 3. P. 41—44.
50. Williams T. I. Pulsation errors
in manometer gagesZZTrans. ASME.
1956. Vol. 78. N 7. P. 1461—1469.
51. Williams T. J. Pulsation dam-
ping in pressure gauge connectionsZZ
The Engineer. 1959. Vol. 207. P. 378—
379.
52. Zarek I. M. Metering pulsating
flowZZEngineering. 1955. Vol. 7. P. 17—
19.
53. Nishimura Y., Ohyama Y. Dina-
mic characteristics of a by-pass type
flowmeterZZBull. ASME. 1986. Vol. 29.
N 247. P. 99—105.
К главе 32
1. Алтунин В. В., Рассказов Д. С.
Нестандартный расходомер для про-
точных калориметрических cxeMZZ3ae.
лаб. 1972. Т. 23. № 1. С. 115—116.
2. АидриаиовС. Г., Боголюбов В. Б.,
Кириенко Г. А. Измерение малых рас-
ходов сред при помощи преобразовате-
лей с гидравлическими сопротивле-
ниями. //Повышение точности измер.
расхода. Л., 1988. С. 38—40.
3. Бондарев Г. С., Малышев В. С.
Дискретный метод измерения малых
объемов газа//Измерител. техника.
1970. № 5. С. 102—103.
4. Бошняк Л. Л., Бызов Л. Н.
Измерение малых расходов жидко-
стей. М.—Л.: Машгиз, 1961. С. 315.
5. Бражников Е. М., Годоваи-
иый В. Д. Ротаметры для малых
расходов газа и жидкости, совмещен-
ные с вентилями тонкой регулировки//
ЖФХ. 1970. С. 2665—2666.
6. Данельская Л. П., Кос В. М.
Применение дроссельного гидравли-
ческого моста для измерения малых
расходов жидкостей//Измер. расх.
жидк., газа и пара. Таллин, 1972.
С. 41—45.
689
7. Долинский Е. Ф. Градуировка
и поверка реометров//Тр. ВНИИМ.
1962. Вып 4. (126). С. 21—30.
8. Левин В. М. Расходомеры малых
расходов для схем промышленной ав-
томатики. М.: Энергия, 1972. 72 с.
9. Левин В. М., Покко В. С., Чер-
кашин С. Л. Струйные расходомеры//
Расчет и конструирование расходоме-
ров, Л., 1978. С. 34—38.
10. Лукьянчиков Н. Км Кузне-
цов О. И. Взрывозащищенные элек-
тронные индикаторы расхода жидко-
стей и газов типов ЭИРВ-64 и РЭДВ-68//
Тр. ГИПХ. 1970. Вып. 68. С. 7—12.
11. Мальцев Н. А., Романов И. М.,
Шарагии А. Г. Прибор для измере-
ния проходящих объемов жидкостей
и газов//3ав. лаб. 1950. № 9. С. 1114—
1116.
12. Маяцкий Г. А. Расходомер для
измерения малых количеств жидкости//
Приборостроение. 1961. № 7. С. 13—
14.
13. Миньковский Я. И., Клап-
цов Р. Ф., Квочкии В. Ф. Опыт
измерения расхода нестандартными
диафрагмами//Измерител. техника.
1972. № 9. С. 42—44.
14. Пистун Е. П., Стасюк И. Д.,
Теплюх 3. Н. Определение расходных
характеристик дроссельных элемен-
тов//Авт. и КИП. 1980. № 4. С. 28—32.
15. Пистун Е. П., Теплых 3. Н.,
Стасюк И. Д. Применение газовых кам-
ней для измерения микрорасходов га-
зов//Измерител. техника. 1983. № 11.
С. 22—24.
16. Приймак П. И., Красиополь-
ский А. М. Измерение расхода топ-
лива при эксплуатационных испыта-
ниях тракторов//Тр. ГосНИТИ. 1968.
Вып. 194. С. 62—83.
17. Синчук Б. И., Ятко М. Е.,
Гончаров Ю. Ф. Капельный расходо-
мер жидкости//Тр. Госредмет. 1966.
Т. 15. С. 166—169.
18. Соломыков В. И., Колба-
сов П. Н., Ротенберг Л. И. Опыт
применения стеклянного ротаметра
для измерения малого расхода азота
повышенного давления//Приборы и си-
стемы управления. 1972. № 2. С. 41—
42.
19. Стальиов П. И., Гимпель-
сои В. Г., Веит Д. П. Система автома-
тического регулирования малых рас-
ходов агрессивных жидкостей и га-
зов//Авт. и КИП. 1974. № 4. С. 5—7.
690
20. Таршиш М. С., Бадалов 3. И.
Гидравлический мост для измерения
массового расхода жидкости//Расчет
и конструирование расходомеров. Л.,
1978. С. 32—33.
21. Френкель Б. А. Измерение ма-
лых и микрорасходов продуктов нефте-
химических производств. М.: ЦНИИ-
ТЭнефтехим, 1973. 116 с.
22. Френкель Б. А. Микрорасходо-
меры для нефтехимических произ-
водств//? асчет н конструирование рас-
ходомеров. Л., 1978. С. 169—173.
23. Шмулевич Э. А., Больша-
ков Д. А., Чехов Е. Е. Прибор для
измерения объемных скоростей газо-
вого потока при атмосферном и пони-
женном давлениях//ЖФХ. 1973. Т. 47,
№ 1. С. 264—265.
24. Adams W. С. Flow control in
pilot plantsZ/Chemical Engineering
Progress. 1972. Vol. 68. N 1. P. 41—42.
25. Bailey S. J. Oscillating Ball
device measures ultra low flowsT/Contr.
Eng. 1979. Vol. 26. N 5. P. 75.
26. Benseman R. F. A microflow-
meter for use with water//J. Scient.
Instr. 1964. Vol. 46. N 2. P. 100—101.
27. Benson R. H., Maute R. V.
Apparatus for the precise metering
of radioactive gases or solutions//
Intemat. J. Appl. Radiatand Isotopes.
1966. Vol. 17. N 7. P. 427—430.
28. Blechman S. Techniques for mea-
suring low flows//lnstr. Contr. Syst,
1963. Vol. 36. N 10. P. 22—85.
29. Capteur a thermistance pour
la mesure des tr£s faibles debits//Mesu-
res-Regulation-Automatism. 1982. N 2,
p. 5i 52.
30. Chidley В. E., Hornby J. Thq
measurement of slurry flow rates at
low values//Instr. Pract. 1964. Vol. 18,
N 12. P. 1241—1244.
31. Clement C. Mesure de faible$
debits gazeux sous pression dans dej
reacteurs industriels/ZChimie analitique,
1966. Vol. 48. № 2. P. 98.
32. CoIdstein D. J., Dick R. H.„
Harvey-Smith D. A viscosity compeni
sated flowmeter//1 SA Journal. 1961-
Vol. 9. N 1. P. 60—61.
32a. Cousins T. The performance of
long bore orifices at low Reynolds
number//Modern dev. in flow meas.
1972. P. 160—179.
33. Cywinski M., Mencei J. Neue
Messgerate fur den Kraftstoffverbrauch
von Verbrennungsmotoren nach denj
Prinzip der Durchflussmessung/ZInterJ
nat. Elekiron. Rundschau. 1970. Bd. 24.
N 1. S. 7—10.
34. Dickerson P., Rice W. An in-
vestigation of very small diameter
laminar flow orifices//Trans. ASME.
1969. Vol. 91. N 3. P. 546—548.
35. Dusza J., Pankanin G., SeroKa J.
The effect of some geometrical factors
on the metrological properties of the
turbine transmitter with a radial rotor
for low liquid flow measurement//FLO-
MEKO 1978. P. 135—139.
36. Felton G. L. Low flow measure-
ment with the integral orifice//Chem.
Eng. Progr. 1972. Vol. 68. N 1. P. 43—47.
37. Gravaseno V. Flowmeter choices
widen//Chem. Eng. 1978. Vol. 85.
N 3. P. 55—57.
38. Henning H. J. Die Messung
kleiner DurchflussmengenZ/Motortechn.
1970. P. 264—267.
39. Keller G. P. Metering low flows//
Chem. Eng. 1964. Vol. 71. N 20.
P. 127—132, 134.
40. Kopnick R., Gflnschel H. Mes-
sung kleiner Gasvolumenstrome unter
Druck/ZMesser-steuern-Regeln. 1980.
Bd. 23. N 4. S. 192.
41. Liepsch D. Neuheiten und Ver-
besserungen bei der Volumen- und Men-
genstrommessung/ZChemische Product -
tion. 1970. Bd. 8. N 11. S. 16, 18,
20, 22.
42. Mazurek S. Four-orifice linear
liquid mass flowmeter// FLOMEKO
1983. P. 219—224.
43. Miller T. E., Small H. Thermal
pulse time-of-flight liquid flow meter//
Anal. Chem. 1982. Vol. 54. N 6.
P. 907—910.
44. Nikolaus H. Temperatur kom-
pensierte Durchflussmessung nach dem
Wirkdruckverfahren bei kleinsten Dur-
chflfissen//Messen und Prfifen. 1969.
Bd. 5. N 5. S. 362—363.
45. Powell H. N., Brown W. G.
Use of coiled capillaries in a convenient
laboratory flowmeter//Rev. Scient.
Instr. 1957. Vol. 28. N 2. P. 138—141.
46. Roznowski G., Sieklicki S. The
fuel flow measurement in the i. c. engi-
nes as a diagnostics methodZ/FLOMEKO
1983. P. 225—231.
47. Stengel R. F. Orbiting sphere
measures small flow rates//Design News.
1964. Vol. 19. N 10. P. 94, 97.
48. Zehner B. Empfindlichkeit und
Rauschen beim DifferentiaLHitzdraht-
AnemometerZ/Technische Messen. 1981.
Bd. 48. N 11. S. 367—374.
К главам 33 и 34
1. Дюдина И. А., Дюдин Г. Я.,
Кремлевский П. П. Измерение рас-
хода насыщенного пара//Измер. расх.
жидк., газа и пара. М., 1973. С. 131—
134.
2. Жерновой А. И. Измерение рас-
хода компонентов гетерогенных пото-
ков с помощью ядерного магнитного
резоианса//Измер. расх. жидк., газа
и пара. М., 1973. С. 134—135.
3. Зарецкий Д. И. Измерение мас-
сового расходы и количества твердого
вещества при напорном гидротранс-
порте//Приборы и системы управле-
ния. 1972. № 9. С. 40—41.
4. Игумиов Н. И. Датчик контроля
движения пульпы//Автоматика и при-
боростроение. 1961. Вып. 3. С. 57—
60.
5. Кесова Л. А., Шевченко В. Н.
Исследование пылерасходомеров с су-
жающими устройствами //Теплоэнер-
гетика. 1984. № 3. С. 51—55.
6. Кирпатовский С. И., Шеге-
дин А. И. Измерение расхода твердого
компонента в газированной пульпе//
Измер. расх. жидк., газа и пара. М.,
1967. С. 311—323.
7. Кирпатовский С. И. Метод специ-
фичных потоков для измерения рас-
хода компонентов//Измерител. тех-
ника. 1971. № 9. С. 44—47.
8. Кирпатовский С. И., Кулиц-
кий И. Н., Павленко В. Е. Силовые
расходомеры для измереиия массо-
вого расхода газожидкостного потока//
Измер. расх. жидк., газа и пара. М.,
1973. С. 127—131.
9. Кирпатовский С. И., Руден-
ко В. И., Шегедин А. И. Преобразова-
тель магнитной проницаемости для
расходомеров ферромагнитной пуль-
пы//Расчет и конструирование рас-
ходомеров. Л., 1978. С. 202—206.
10. Климова О. В., Камразе А. Н.
Измерение расхода газожидкостных
смесей тепловыми расходомерами//Авт.
и КИП. 1982. № 5. С. 26—29.
11. Коидратец В. А., Гулеико Т. И.
Измерение расхода ферромагнитной
пульпы//Измерител. техника. 1971.
№ 10. С. 91—92.
12. Кос Ю. Ю. Массовые расходо-
меры сыпучих и пульповидных ма-
териалов и оборудование для их про-
верки//Тр. метролог, ин-тов. 1970.
Вып. 122 (182). С. 28—34.
691
13. Кратиров В. А., Кремлев-
ский П. П. Флуктуационный метод
измерения расхода нефтегазовых сме-
сей//Приборы и системы управления.
1983. № 9. С. 18—19.
14. Кремлевский П. П., Дюди-
иа И. А. Измерение расхода влажного
пара при помощи стандартных диа-
фрагм//Измерител. техника. 1972. № 5.
С. 52—54.
15. Кремлевский П. П. Измерение
расхода многофазных потоков. Л.:
Машиностроение, 1982. 214 с.
16. Левин Б. М., Лопатин А. Н.
Использование сегментных диафрагм
для определения расхода напорных
взвесенесущих потоков в круглых тру-
бах//Гидротехн. стр-во. 1983. № 5.
С. 24—29.
17. Лосев Л. П. Компенсационный
расходомер обтекания//Авт. и КИП.
1974. № 6. С. 5—8.
18. Мамаев В. А., Одишария Г. Э.
Движение газожидкостных смесей в
трубах. М.: Недра, 1978. 270 с.
19. Марюта А. Н., Младецкий И. Е.
Автоматический контроль содержания
магнитного железа в потоке рудной
суспензии//Мех-ция и авт. пр-ва. 1977.
№ 9. С. 19—20.
20. Медведев В. Ф., Удодов А. Г.
Измерение расхода жидкости и газа
в потоке газожидкостной смеси//При-
боры и сис'темы управления. 1972.
№ 5. С. 52—54.
21. Мороховский А. С., Фикс И. Г.
Применение электромагнитных расхо-
домеров при гидротранспортировании
полезных ископаемых//Приборы и си-
стемы управления. 1972, № 9. С. 37—
40.
22. Мороховский А. С., Смолды-
рев А. Е. Приборы для трубопровод-
ного транспорта. М.: Металлургиздат,
1978. 79 с.
23. Рудный Н. М., Кириченко Ю. Е.,
Зализняк Е. Н. Устройство для кон-
троля потока сыпучих материалов//
Приборы и системы управления. 1968.
№ 12. С. 21—24.
24. Силин Н. А., Пищенко И. А.
Приборы для измерения параметров
гидротранспортирования твердых ма-
териалов. Киев. Изд-во АН УССР.
1963. 198 с.
25. Уоллес Г. Одномерные двух-
фазные течения. М.: Мир, 1972. 440 с.
26. Чейшвили В. Л. Пульпомер для
определения смеси грунта с водой//
Электр, станции. 1956. № 4. С. 27—29.
692
27. Шатиль А. А. Измерение рас-
хода двухфазного потока трубой Вен-
тури//Измерител. техника. 1961. № 9.
С. 46—48.
28. Шатиль А. А. Применение су-
жающих устройств для измерения
расхода пыли при пневмотранспорте//
Тепл, и хим.-технолог, приборы и
регуляторы. М.—Л., 1961. С. 90—100.
29. Шубин Ю. Н. Погрешности
электромагнитного расходомера при
работе на пульпах//Тр. ВНИИгидро-
уголь. 1968. Вып. 13. С. 137—146.
30. Югай Ф. С., Волгин Б. П.
Качественная картина движения жид-
кости в ускоряющемся газовом по-
токе//Инж.-физ. журн. 1965. Т. 9.
№ 6. С. 703—706.
31. Ackerman N. L., Niyomthai С.
Development of a solid-liquid flow-
meter//J. Hydraulies Division Procee-
dings of the A. S. Civil. Eng. 1964.
Vol. 90. N 2. P. 121—139.
32. Anderson J. L., Fincke J. R.
Mass flow measurement in airwater
mixtures using drag devices and gamma
densitometer//ISA Trans. 1980. Vol. 19.
N 1. P. 37—48.
33. Balachandran W., Beck M. S.
Solide-concentration measurement and
flow measurement of slurries and slud-
ges using ultrasonic sensors with ran-
dom data analysis/ZTrans. Inst. Measur.
and Control. 1980. Vol. 2. N 4. P. 181—
197, 199—206.
34. Beck M. S., Drane J. A new
method of measuring the mass flow
of powder in a pneumatic conveyor
using an on-line computer//Conf. In-
dustr. Measurer. Techn. On-Line Com-
puters, London, 1968. IEE. 1968.
P. 133—147.
35. Chisholm D., Leisnman J. M.
Metering of wet steam//Chemical and
Process Eng. 1969. P. 103—106.
36. Davies M. A. S., Lazenby B. D.
On-line flowmeter for solids//Kent.
Techn. Rev. 1972. N 7. P. 2—4.
37. Farbar L. The Venturi as a me-
ter for gas solids mixtures//Trans.
ASME. 1953. Vol. 75. N 5. P. 943—951.
38. Goldberg A. S., Boothroyd R. G.
Measurement in flowing gas-solides sus-
pensions//Pt. J. Brit. Chemical Eng.
1969. Vol. 14. N 12. P. 1705—1708.
39. Goodrich L. D., Lassan G. D.
Mass flow instrumentation performance
during LOFT nonnuclear test series//
ISA Trans. 1979. Vol. 18. N 4. P. 43—
55.
40. Green R. G., Cunliffe J. M.
On-line measurement of two-phase fluid
flow with a frequency modulated capa-
citance transducer//Int. Conf. Advance
in Flow Measur. Techn. Warwick.
1981. P. 127—132.
41. Hampel C., Mandrel la R. Mas-
senstrommessung transienter zwei-pha-
senstromung mittels Drag-body-Rea-
ctortagung. Dusseldorf, 1976, Bonn,
1976. S. 143—146.
42. Lee J., Crowe С. T. Scaling
laws for metering the flow of gas-particle
suspensions through VentunesZ/Trans.
ASME. 1982. Vol. 104. P. 88—91.
43. Mathur M. P., Klimzing G. E.
Measurement of particle and slip velo-
cities in coal-gas system//AIChE Symp.
Ser. 1983. Vol. 79. N 222. P. 60—65.
44. New solutions to flow measure-
ment problems//Chem. Process (Gr.
Brit.). 1972. Vol. 18. N 21. P. 75—76.
45. Parkinson M. T., Hi or ns F. J.
Mass flowmeter for gasborne powders//
Instr. Practice. 1969. Vol. 23. N 3.
P. 197—200.
46. Shoo Changchun. Measurement
of wet steam flow//FLOMEKO. 1985.
P. 207—211.
47. Winsel С. E., Fincke J. R.,
Deason V. A. Drag-Disc turbine trans-
ducer data evaluation methods for
dynamic steamwater mass flow mea-
surements//Instrum. Aerospace Ind. Vol.
25, adv. Test. Meas. Vol. 16; Proc.
25th Int. Instrum. Symp., Anaheim,
Calif. 1979. Pt 2. Pittsburgh: Pa, 1979.
P. 739—748.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие......................................................... 3
Введение............................................................ 4
Глава 1. Расходомеры переменного перепада давления. Стандарт-
ные диафрагмы и сопла............................................. 10
1.1. Классификация и характеристика расходомеров пере-
менного перепада давления ................................ —
1.2. Зависимость между расходом и перепадом давления у су-
жающего устройства................................. 13
1.3. Анализ формул расхода.......................... 15
1.4. Анализ коэффициента расхода.................... 18
1.5. Коэффициент истечения С для диафрагм и сопел. . . 31
1.6. Устройство стандартных диафрагм и сопел....... 33
1.7. Коэффициенты расхода стандартных диафрагм и сопел 37
1.8. Влияние притупления входной кромки диафрагмы на
коэффициент расхода ................................ 42
1.9. Поправочный множитель в для стандартных диафрагм
и сопел.................................................. 47
1.10. Расчет диафрагм и сопел............................. 48
1.11 Изготовление и монтаж диафрагм и сопел............... 54
1.12. Погрешности измерения расхода с помощью диафрагм
и сопел................................................... 63
Глава 2. Расходомерные трубы..................................... 68
2.1. Стандартные расходомерные трубы...................... —
2.2. Расходомерные трубы с особо малой относительной поте-
рей давления............................................. 75
2.3. Расходомерные трубы особого профиля................. 78
Глава 3. Сужающие устройства для малых чисел Рейнольдса ... 80
3.1. Общая характеристика ................................ —
3.2. Двойная диафрагма................................... 82
3.3. Диафрагма с двойным конусом......................... 85
3.4. Диафрагма с входным конусом......................... 86
3.5. Конусная диафрагма ................................. 88
3.6. Сопло четверть круга................................ 89
3.7. Цилиндрическое сопло................................ 93
3.8. Комбинированное сопло............................... 95
3.9. Сопло половина круга................................ 96
3.10. Рекомендации по применению сужающих устройств для
малых чисел Рейнольдса.............................
Глава 4. Особые типы и особые случаи применения сужающих
устройств............................................... 98
4.1. Измерение расхода загрязненных веществ................. —
4.2. Сужающие устройства с переменным отверстием .... 102
694
4.3. Измерение расхода в большом диапазоне отношения
Pmax Qmin.................................................. юз
4.4. Измерение расхода при сверхкритическом отношении
давлений.................................................. 105
4.5. Измерение расхода жидкости в условиях кавитации 108
4.6. Измерение расхода в трубах малого диаметра (D = 10-?-
4-50 мм) .................................................. НО
4.7. Торцевые сужающие устройства........................ 112
4.8. Сопла особых профилей................................ 113
Глава 5. Преобразователи расхода с гидравлическим сопротивле-
нием, центробежные, с напорным устройством и с напор-
ным усилителем .................................................... U4
5.1. Преобразователи расхода — гидравлические сопротив-
ления ...................................................... —
5.2. Центробежные преобразователи расхода........... 117
5.3. Преобразователи расхода — напорные устройства .... 120
Глава 6. Соединительные н вспомогательные устройства расходо-
меров переменного перепада давления .............................. 133
6.1. Соединительные трубки............................ —
6.2. Устройства, применяемые при измерении расхода пара 134
6.3. Устройства, применяемые при измерении расхода воды
и неагрессивных жидкостей................................. 136
6.4. Устройства, применяемые при измерении расхода агрес-
сивных и вязких жидкостей................................. 137
6.5. Устройства, применяемые при измерении расхода пульп,
а также загрязненных и кристаллизующихся жидкостей 141
6.6. Устройства, применяемые при измерении расхода чистого
газа ..................................................... 142
6.7. Устройства, применяемые при измерении расхода загряз-
ненного газа ............................................. 143
6.8. Устройства, применяемые при измерении расхода агрес-
сивного газа ............................................... —
Глава 7. Дифференциальные манометры. Общая характеристика.
Жидкостные дифманометры с видимым уровнем и электри-
ческим съемом уровня............................................. 144
7.1. Общая характеристика дифманометров................... —
7.2. Характеристика жидкостных дифманометров с видимым
уровнем ............................................... 146
7.3. Двухтрубные дифманометры........................... 147
7.4. Однотрубные дифманометры .......................... 149
7.5. Однотрубные дифманометры с наклонной трубкой . . . 150
7.6. П-образные жидкостные дифманометры................. 151
7.7. Двухжидкостные дифманометры........................ 152
7.8. Жидкостные дифманометры с электрическим съемом по-
ложения уровня .......................................... —
Глава 8. Поплавковые дифманометры................................ 154
8.1. Общая характеристика................................. —
8.2. Погрешность поплавкового дифманометра.............. 155
8.3. Поплавковые дифманометры с профилированными ко-
ленами ................................................ 156
8.4. Элементы конструкции поплавковых дифманометров ... 158
8.5. Конструкция поплавковых дифманометров.............. 161
695
Глава 9. Жидкостные дифманометры с подвижными коленами 164
9.1. Жидкостные дифманометры с одним подвижным коленом —
9.2. Жидкостные дифманометры с двумя подвижными коле-
нами (кольцевые дифманометры)...................... 166
Глава 10. Колокольные дифманометры ....................... 170
10.1. Общая характеристика........................... —
10.2. Колокольные дифманометры с гидравлическим уравно-
вешиванием ............................................... 171
10.3. Колокольные дифманометры с пружинным уравновеши-
ванием ................................................. 175
10.4. Колокольные дифманометры с грузовым уравновеши-
ванием ................................................... 176
10.5. Конструкция колокольных дифманометров............... 178
Глава 11. Деформационные дифманометры............................ 179
11.1. Общая характеристика ................................. —
11.2. Чувствительные элементы деформационных дифманоме-
тров ..................................................... 180
11.3. Мембранные дифманометры типа ДМ.................. 182
11.4. Мембранные дифманометры типа ДМЭР................. 186
11.5. Мембранные дифманометры типа «Сапфир»............... 188
11.6. Дифманометры с вялой мембраной...................... 190
11.7. Сильфонные дифманометры ......................... 191
Глава 12. Компенсационные дифманометры ....................... 195
12.1. Общая характеристика.................................. —
12.2. Компенсационные дифманометры без унифицированных
преобразователей......................................... 196
12.3. Унифицированные пневматические и электрические пре-
образователи ............................................. 198
12.4. Компенсационные дифманометры с унифицированными
преобразователями ..................................... 201
Глава 13. Применение вычислительной техники в расходомерах
переменного перепада давления .................................. 203
13.1. Общая характеристика ................................. —
13.2. Простейшие устройства ввода коррекции............... 205
13.3. Устройства коррекции с применением вычислительных
блоков и микропроцессоров................................. 208
13.4. Применение ЭВМ в области измерения расходов.... 210
13.5. Математическое обеспечение работы ЭВМ............ 211
Глава 14. Расходомеры переменного уровня......................... 215
14.1. Общая характеристика ................................. —
14.2. Расходомеры с затопленным отверстием истечения . . . 216
14.3. Щелевые расходомеры с неподвижным сосудом....... 219
14.4. Расходомеры переменного уровня с подвижным сосудом 226
Глава 15. Расходомеры обтекания.................................. 229
15.1. Общая характеристика................................. —
15.2. Расходомеры постоянного перепада давления....... 230
Ротаметры ............................................. —
Поплавковые расходомеры.............................. 243
Поршневые расходомеры................................ 247
15.3. Расходомеры обтекания с изменяющимся перепадом дав-
ления .................................................... 248
696
Поплавково-пружиниые расходомеры...................... 248
Расходомеры обтекания с электромагнитным уравнове-
шиванием ............................................. 251
Шариковые расходомеры обтекания....................... 252
15.4. Расходомеры с поворотной лопастью.................... 253
Общая характеристика ............................. ......
Расходомеры с поворотной лопастью, имеющей грузовое
уравновешивание....................................... 254
Расходомеры с поворотной лопастью, имеющей пружин-
ное уравновешивание................................... 256
Компенсационные расходомеры с поворотной лопастью 258
Глава 16. Турбинные, шариковые и роторно-шаровые тахометри-
ческие расходомеры и счетчики..................................... 259
16.1. Общая характеристика тахометрических расходомеров и
счетчиков.................................................... —
16.2. Критерии подобия у турбинных расходомеров............ 261
16.3. Уравнение измерения для аксиальной турбинки .... 263
16.4. Влияние вязкости и способы ее компенсации............ 265
16.5. Указания по эксплуатации турбинных преобразователей 269
16.6. Выбор основных параметров аксиальных турбинок. . . 270
16.7. Разновидности турбинных преобразователей............. 273
16.8. Устройство тахометрических преобразователей у тур-
бинных расходомеров ....................................... 276
16.9. Конструкции расходомеров и счетчиков с аксиальной
турбинкой ................................................. 281
16.10. Конструкции расходомеров и счетчиков с тангенциаль-
ной турбинкой.............................................. 291
16.11. Шариковые расходомеры............................... 297
16.12. Роторно-шаровые расходомеры......................... 301
16.13. Измерительные схемы турбинных и шариковых расходо-
меров и счетчиков........................................... 305
16.14. Измерение массового расхода и количества тахометриче-
скими расходомерами и счетчиками............................ 308
Глава 17. Камерные расходомеры и счетчики......................... 309
17.1. Общая характеристика и классификация................... —
17.2. Камерные подвижные счетчики.......................... 312
17.3. Основы теории камерных счетчиков с движущимися раз-
делительными элементами.................................... 317
17.4. Поршневые расходомеры и счетчики жидкости............ 321
17.5. Счетчики жидкости с овальными шестернями.......... 323
17.6. Лопастные счетчики жидкости.......................... 326
17.7. Ковшовые счетчики жидкости .......................... 329
17.8. Кольцевые счетчики жидкости.......................... 330
17.9. Камерные счетчики жидкости других типов.............. 331
17.10. Коррекция температуры в камерных счетчиках жидкости 334
17.11. Камерные счетчики газа ............................. 335
Глава 18. Силовые расходомеры .................................... 337
18.1. Общая характеристика.................................. —
18.2. Турбосиловые расходомеры............................ 338
18.3. Кориолисовые силовые расходомеры.................... 348
18.4. Гироскопические расходомеры ........................ 351
18.5. Вибрационные расходомеры ........................... 354
18.6. Сравнение различных типов силовых расходомеров . . . 359
18.7. Перепадио-силовые расходомеры....................... 360
697
Глава 19. Вихревые расходомеры................................... 361
19.1. Общая характеристика........................... . —
19.2. Вихревые расходомеры с обтекаемым телом............. 363
19.3. Расходомеры с прецессией воронкообразного вихря . . . 369
19.4. Вихревые расходомеры с осциллирующей струей .... 374
Глава 20. Тепловые расходомеры
375
20.1. Общая характеристика................................. —
20.2. Калориметрические расходомеры...................... 377
20.3. Термоконвективные расходомеры...................... 380
20.4. Термоанемометры.................................... 398
20.5. Тепловые расходомеры с излучателями................ 402
20.6. Тепловые расходомеры с жидкостным или газовым тепло-
носителем ............................................... 406
Глава 21. Электромагнитные расходомеры........................... 408
21.1. Принцип действия и общая характеристика............... —
212. Влияние эпюры скоростей............................. 409
21.3. Влияние изменения площади проходного сечения трубы
и концевых эффектов.................................. 411
21.4. Постоянное магнитное поле....................... 413
21.5. Переменное магнитное поле........................ —
21.6. Импульсное магнитное поле низкой частоты........ 417
21.7. Магнитные системы расходомеров.................. 418
21.8. Преобразователи электромагнитных расходомеров . . . 423
21 9. Измерительные схемы электромагнитных расходомеров 427
21.10. Расходомеры с электромагнитными преобразователями
скорости потока .......................................... 434
21.11. Электромагнитные расходомеры для веществ с малой
электропроводностью и особых разновидностей............... 438
Глава 22. Акустические расходомеры............................... 440
22.1. Общая характеристика.................................. —
22.2. Излучатели и приемники акустических колебаний . . . 441
22.3. Принцип действия и разновидности расходомеров с коле-
баниями, направленными по потоку и против него . . . 442
22.4. Влияние профиля скоростей.......................... 443
22.5. Преобразователи ультразвуковых расходомеров.... 448
22.6. Фазовые ультразвуковые расходомеры................. 453
22.7. Частотные ультразвуковые расходомеры............... 455
22.8. Времяимпульсные ультразвуковые расходомеры .... 460
22.9. Ультразвуковые расходомеры с коррекцией иа скорость
звука и плотность измеряемого вещества................... 461
22.10. Ультразвуковые расходомеры с колебаниями,перпендику-
лярными к движению потока.................................. 463
22.11. Ультразвуковые расходомеры особого иазиачения . . . 465
22.12. Погрешности расходомеров, основанных на перемещении
акустических колебаний.................................... 466
22.13. Суммарная погрешность измерения расхода............ 470
22.14. Допплеровские ультразвуковые расходомеры......... 471
22.15. Акустические длинноволновые расходомеры (низкой ча-
стоты) .................................................... 474
22.16. Указания для выбора и применения акустических расхо-
домеров ................................................... 475
Глава 23. Оптические расходомеры................................. 476
23.1. Общая характеристика................................. —
698
23.2. Допплеровские расходомеры и скоростемеры............. 477
23.3. Расходомеры, основанные иа эффекте Физо—Френеля . . 484
23.4. Особые оптические расходомеры........................ 486
Глава 24. Ионизационные расходомеры............................... 487
24.1. Общая характеристика................................... —
24.2. Расходомеры, основанные на зависимости ионизацион-
ного тока от расхода........................................ 488
24.3. Расходомеры с вторичными ионизационными преобразо-
вателями ................................................... 493
Глава 25. Ядерио-магнитиые расходомеры............................ 494
25.1. Ядерио-магинтный резонанс.............................. —
25.2. Зависимость сигнала ядерно-магнитного резонанса от
расхода жидкости ........................................... 497
25.3. Преобразователи расхода.............................. 498
25.4. Разновидности ядерно-магнитных расходомеров. . . . 501
25.5. Рекомендации по выбору и применению ядерно-магиит-
ных расходомеров...................................... 509
Глава 26. Парциальные расходомеры........................... 511
26.1. Общая характеристика............................. —
26.2. Парциальные расходомеры переменного перепада давле-
ния ........................................................ 513
26.3. Парциальные расходомеры постоянного перепада давления 515
26.4. Парциальные турбинные расходомеры и счетчики. . . 516
26.5. Парциальные электромагнитные расходомеры.......... 517
26.6. Парциальные тепловые расходомеры....................... —
26.7. Парциальные расходомеры с осциллирующей струей . . . 519
26,8. Погрешности парциальных расходомеров................... —
Глава 27. Концентрационные расходомеры............................ 520
27 1. Общая характеристика ................................ —
27.2. Расходомеры с непрерывным вводом вещества-иидикатора 521
27.3. Расходомеры с кратковременным (залповым) вводом ве-
щества-иидикатора .......................................... 522
27.4. Вещества-иидикаторы............................ 524
27.5. Перемешивание индикатора с измеряемым веществом 526
27.6. Устройство концентрационных расходомеров....... 528
27.7. Особые разновидности концентрационных расходомеров 533
27,8. Сравнение различных вариантов концентрационных расхо-
домеров .................................................... 534
Глава 28. Меточные расходомеры.................................... 535
28.1. Общая характеристика................................... —
28.2. Размывание метки ................................... 538
28.3. Устройства для ввода вещества-индикатора............ 541
28.4. Приборы с радиоактивными метками.................... 542
28.5. Приборы с физико-химическими метками................ 543
28.6. Приборы с ионизационными метками.................... 545
28.7. Приборы с тепловыми метками......................... 552
28.8. Приборы с оптическими метками....................... 553
28.9. Приборы с электромагнитными метками................. 554
28.10. Приборы с ядерно-магнитными метками................. 555
699
Глава 29. Корреляционные расходомеры............................ 556
29 1. Принцип действия и общая характеристика.............. —
29 2. Погрешность измерения.............................. 558
29.3. Различные варианты корреляционных расходомеров . . . 559
Глава 30. Особые методы измерения расхода....................... 564
30.1. Струйные расходомеры ................................ —
30.2. Расходомеры с автоколеблющимся телом............... 565
30 3. Расходомеры с подвижным участком трубопровода . . . 568
30.4. Расходомеры с осциллирующим крылом................. 569
30.5. Измерение расхода диэлектрических жидкостей .... 570
30.6. Измерение расхода электролитов .................... 571
Глава 31. Измерение переменных расходов......................... 573
31.1. Требования к средствам измерения переменных расходов —
31.2. Характеристики переходных процессов.................. —
31 3. Динамические характеристики расходомеров......... 578
31.4. Погрешности, возникающие при измерении пульсирую-
щих расходов с помощью сужающих устройств................ 588
31.5. Оценка возможности измерения пульсирующих расходов
с помощью сужающих устройств............................ 593
31 6. Сглаживание пульсирующих расходов............... 594
31.7. Зависимость погрешности измерения от критерия успо-
коения .................................................. 598
31.8. Измерение пульсирующих расходов тахометрическими
расходомерами и счетчиками............................... 601
31.9. Измерение пульсирующих расходов расходомерами обте-
кания ................................................... 602
31.10. Измерение пульсирующих расходов вихревыми расходо-
мерами .................................................. 603
31.11. Измерение пульсирующих расходов тепловыми расходо-
мерами .................................................... —
31.12. Измерение пульсирующих расходов парциальными рас-
ходомерами .............................................. 605
Глава 32. Измерение малых расходов (микрорасходов)................ —
32.1. Область измерения.................................... —
32.2. Расходомеры переменного перепада давления ........... —
32.3. Расходомеры обтекания ............................. 611
32.4. Тахометрические расходомеры........................ 612
32.5. Тепловые расходомеры .............................. 616
32 6. Меточные расходомеры ............................ 617
32.7 Расходомеры особых типов........................... 618
Глава 33. Измерение расхода двухфазных веществ.................. 622
33.1. Характеристика двухфазных потоков................... —
33.2. Измерение расхода двухфазных потоков расходомерами
с сужающими устройствами................................ 625
33.3. Измерение объемного расхода или скорости двухфазной
среды с коррекцией на плотность......................... 631
33.4. Применение расходомеров обтекания для измерения рас-
хода двухфазных потоков................................. 635
33 5. Силовые расходомеры.............................. 636
33 6. Тепловые расходомеры............................. 638
33.7. Флуктуационный метод измерения расхода двухфазных
потоков ................................................... —
700
Глава 34. Измерение расхода трехфазных и трехкомпонентных ве-
ществ ........................................................... 641
34.1. Общая характеристика ................................. —
34.2. Измерение пяти параметров трехфазной смеси в двух се-
чениях -потока........................................... 642
34.3. Измерение объемного расхода, плотности и концентрации
газированной пульпы ..................................... 643
34.4. Применение нескольких расходомеров с селективными
свойствами для измерения расхода многофазных и много-
компонентных веществ .................................... 644
34.5. Измерение расхода многофазных смесей а помощью
ядерно-магнитного резонанса ............................... 645
34.6. Флуктуационный метод измерении расхода иефтеводога-
зовых смесей............................................... —
34,7. Измерение расхода магнетита в железорудной пульпе 649
Приложение.......................................................... 652
Список литературы................................................... 654
СПРАВОЧНОЕ ИЗДАНИЕ
КРЕМЛЕВСКИЙ Пантелеймон Петрович
РАСХОДОМЕРЫ
И СЧЕТЧИКИ
КОЛИЧЕСТВА
Редакторы: М. Г. Оболдуева, Л. М. Манучарян, Л. М, Пинскер
Переплет художника Г. В. Смирнова
Художественный редактор С. С. Венедиктов
Технические редакторы Т. П. Малашкина и А. И. Казаков
Корректоры: 3. С. Романова, Н. Б. Старостина, Н. В. Соловьева
ИБ № 4504
Сдано в набор 01 08 88 Подписано в печать 03 05 89 М-29004. Формат 60Х90г/х«
Бумага офсетная № 2 Гарнитура литературная Печать офсетная Усл печ л 44,0
Усл кр -отт 44,0 Уч -изд л 48,74 Тираж 24800 экз. Заказ 531. Цена 2 р 80 к.
Ленинградское отделение ордена Трудового Красного Знамени
издательства «Машиностроение», 191065, Ленинград, ул Дзержинского, 10
Ленинградская типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени Ленинградского
объединения «Техническая книга» им Евгении Соколовой Союзполнграфпрома при
Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
193144, г. Ленинград, ул Моисеенко, 10.