Расходомеры и счетчики количества веществю Кн.1 - 2002

Tags: приборы, устройства, аппараты с механизмами передачи или с подвижными механизмами теплоэнергетика теплотехника

ISBN: 5-7325-0410-9

Similar

Расходомеры и счетчики количества

Расходомеры малых расходов для схем промышленной автоматики

Теплотехнические измерения и приборы

Теплотехнические измерения и приборы. Учебник для вузов

Text

РАСХОДОМЕРЫ
"mcjiETHinc^B
КОЛИЧЕСТВА

. «вВцест!^

Пантелеймон Петрович
КРЕМЛЕВСКИЙ
П. П. Кремлевский

РАСХОДОМЕРЫ
И СЧЕТЧИКИ
КОЛИЧЕСТВА
ВЕЩЕСТВ

Справочник

Книга первая

Расходомеры переменного перепада давления,
расходомеры переменного уровня,
тахометрические расходомеры и счетчики

Под общей редакцией и при участии
канд. техн, наук Е. А. Шорникова

5-е издание, переработанное и дополненное

ПОЛИТЕХНИКА

ИЗДАТЕЛЬСТВО

J Санкт-Петербург 2002
УДК [681.121.4+681.121.8 (035)]

ББК 31.35-5я2

К79

Федеральная программа книгоиздания России

Рецензент канд. техн, наук Ю. С. Калинин

Кремлевский П. П.

К79 Расходомеры и счетчики количества веществ: Справоч-
ник: Кн. 1.— 5-е изд. перераб. и доп.— СПб.: Политехника,
2002.— 409 с.: ил.

ISBN 5-7325-0410-9

Справочник содержит теортетические основы, описание и анализ работы
промышленных приборов для измерения расхода и количества жидкости,
газа, пара и многофазных веществ. Книга носит энциклопедический харак-
тер. В 1-й части приведены расходомеры переменного перепада давления,
переменного уровня, тахометрические расходомеры и счетчики.

Справочник предназначен для инженерно-технических работников, за-
нимающихся разработкой и эксплуатацией приборов.

УДК [681.121.4+681.121.8 (035)]

ББК 31.35-5-Я2

ISBN 5-7325-0410-9 © Издательство «Политехника», 2002
ПАМЯТИ
ПАНТЕЛЕЙМОНА ПЕТРОВИЧА КРЕМЛЕВСКОГО

Профессора, доктора технических наук, Заслуженного метролога Российской
Федерации П. П. Кремлевского помнят все его ученики и участники десяти орга-
низованных им конференций под названием «Методы и приборы для измерения
расходов и количества жидкости, газа и пара» (1963,1966,1969,1972,1976,1981 гт.)
и «Совершенствование средств измерения расхода жидкости, газа и пара» (1988,
1992, 1994, 1996 гт.), а также участники семи конференций «Коммерческий учет
энергоносителей», ежегодно проводимых в Санкт-Петербурге с 1994 г. Он был круп-
ным ученым в области измерения расходов и давлений, автором широко извест-
ной во многих странах монографии «Расходомеры и счетчики количества»
(Л.: Машиностроение; 1-е издание — 1955 г., 2-е издание — 1963 г., 3-е издание —
1975 г., 4-е издание — 1989 г.).

В 1996 г. наша общественность отмечала 90-летний юбилей Пантелеймона
Петровича, который родился в г. Сестрорецке — пригороде Санкт-Петербурга. В
1915 г. он поступил в 3-ю городскую гимназию, закончив ее, учился в Технологи-
ческом институте, после окончания которого с 1930 г. работал в Ленинграде по
полученной теплоэнергетической специальности: занимался исследованиями кот-
лов, турбин и другого оборудования. В Оргэнерго молодому способному инженеру
поручили написать справочник по приборам отечественного производства, и в 1938 г.
вышел 1-й том — «Расходомеры».

С 1940 г. П. П. Кремлевский руководил группой проектирования контрольно-
измерительной аппаратуры и устройств автоматики. В1942 г. был эвакуирован из
блокадного Ленинграда н работал на Урале в г. Тавде на промышленных предпри-
ятиях, после снятия блокады вернулся в Ленинград и продолжал работать в раз-
личных научно-исследовательских учреждениях.

С 1958 г. П. П. Кремлевский работал в организованной им лаборатории
ВНИИМ им. Д. И. Менделеева, а с 1970 г. — в Ленинградском филиале ВНИСМ,
подготавливая специалистов по измерениям и метрологии. До последнего време-
ни он был членом специализированного Совета ВНИИМ.

Специалистам известны такие предложения П. П. Кремлевского, как исполь-
зование стандартной диафрагмы для измерения расхода влажного пара (в соавтор-
стве с И. А. и Г. Я. Дюдиными), которое было введено в Правила РД50-213-80,
а также применение износоустойчивых диафрагм со скошенной входной кромкой,
вошедшее в РД50-411-33 (в соавторстве с X. А. Алланиязовым и Ю. М. Му-
нировым). Следует отметить и стандарты на термины и определения расходоме-
ров, в разработке которых он принял участие. Монография «Расходомеры и счет-
чики количества» вышла и на английском языке в издательстве «Машинострое-
ние» в 1982 г.

Пантелеймон Петрович был не только высокоэрудированным в области техни-
ки специалистом, но и высокообразованным человеком, хорошо знавшим миро-
вую историю и литературу. Православная вера с детства была его путеводителем
в жизни. Он считал, что только православная вера с ее любовью к ближнему воспи-
тывает истинный патриотизм, а православная культура помогла объединить и со-
хранить все народы России. Общаясь с коллегами и учениками, он щедро делился
с ними своими знаниями.

П. П. Кремлевский очень доброжелательно относился к молодым любозна-
тельным инженерам, всегда помогал им своими идеями и советами. Немало спе-
циалистов по расходомерам он ввел в научную деятельность как официальный
оппонент или руководитель диссертаций, имел более 250 учеников в странах Евро-
пы и Азии. Он написал и опубликовал 7 книг и около 200 статей и докладов.

Доктор технических наук
профессор 3. Кабза
Кандидат технических наук
Е. А. Шорников
ВВЕДЕНИЕ

Исходная терминология и единицы измерения

Расход — количество (масса или объем) вещества, протекаю-
щего через данное сечение трубопровода (канала) в единицу вре-
мени.

Расходомер — прибор или устройство из нескольких частей,
измеряющий расход вещества (жидкости, газа или пара).

Счетчик количества, или просто счетчик, — прибор или уст-
ройство из нескольких частей, измеряющих массу или объем ве-
щества (жидкости, газа или пара).

Расходомер со счетчиком — прибор или устройство, измеряю-
щее расход и количество жидкости, газа или пара.

К этим терминам надо добавлять название измеряемого ве-
щества, например: расходомер пара, счетчик воды, расходомер газа
со счетчиком.

Преобразователь расхода — устройство, непосредственно вос-
принимающее расход (например, диафрагма, сопло, напорная труб-
ка) и преобразующая его в другую величину (например, в пере-
пад давления), удобную для измерения.

Количество прошедшего вещества измеряется или в едини-
цах массы (килограмм, тонна, грамм) или в единицах объема (ку-
бический метр, кубический сантиметр и т. д.).

Массовый расход qm измеряется в единицах массы, деленных
на единицу времени (килограмм в секунду — кг/с, килограмм в
час — кг/ч и т. д.).

Объемный расход qo измеряется в единицах объема, деленных
на единицу времени (кубических метрах в секунду — м3/с, куби-
ческих метрах в час — м3/ч и т. д.).

Так как содержание газа в единице объема сильно зависит от
давления и температуры, то результаты измерения объемного рас-
хода газа надо приводить к стандартным условиям, т. е. к темпе-
ратуре Т = 293,15 К и давлению р = 101 325 Па (760 мм рт. ст.).

Значение средств измерения расхода
и количества жидкости, газа и пара

Значение расходомеров и счетчиков количества (массы и объе-
ма) жидкости, газа и пара в современном индустриальном обще-
стве исключительно велико. Их роль очень возросла в связи с
необходимостью максимальной экономии энергетических и вод-
ных ресурсов страны, которые все более и более дорожают.

Без расходомеров нельзя обеспечить управление, и тем более
оптимизацию технологических режимов в энергетике, металлур-
гии, нефтяной, газовой, целлюлозно-бумажной, пищевой и во мно-
гих других отраслях промышленности. Без этих приборов невоз-
можны и автоматизация производства, и достижение максималь-
ной ее эффективности.

Расходомеры необходимы и для управления транспортными
средствами, в том числе судами, самолетами и космическими ко-
раблями. Они нужны для контроля за оросительными системами
в сельском хозяйстве, требуются и для проведения лабораторных
и исследовательских работ.

Счетчики количества необходимы для учета массы или объе-
ма нефти, газа, пара, воды и других веществ, транспортируемых по
трубам и потребляемых отдельными объектами. Без них очень
трудно контролировать утечки и исключить потери ценных про-
дуктов. А снижение погрешности измерения расхода и количе-
ства хотя бы на 1 % может обеспечить громадный экономичес-
кий эффект. Роль счетчиков в последнее время сильно возрастает
в связи с коммерциализацией учета энергоносителей.

Современные требования к расходомерам
и счетчикам

Эти требования многочисленны и разнообразны. Удовлетво-
рить совместно все требования очень трудно, если не невозможно.
Одни типы приборов в большей мере удовлетворяют одним тре-
бованиям, а другие — другим. Поэтому при выборе того или ино-
го типа прибора следует исходить из сравнительной важности
тех или других требований, предъявляемых к измерению расхода
или количества в каждом конкретном случае.

1. Высокая точность измерения. Это важнейшее требование,
особенно когда надо измерять не мгновенный расход, а количе-
ство (массу или объем) прошедшего вещества. Если раньше по-
грешность измерения в 1,5-2 % считалась приемлемой, то теперь
нередко требуется иметь погрешность не более 0,2-0,5 %. Эта
весьма малая погрешность уже достигнута в камерных счетчи-
ках жидкостей (лопастных, роликово-лопастных) и ряде других
счетчиков. Но такие счетчики не предназначены для больших
диаметров труб. Здесь преимущественно применяют расходоме-
ры с сужающими устройствами. Для повышения их сравнитель-
но ограниченной точности используют преобразователи давле-
ния, температуры или плотности, измерительные сигналы кото-
рых поступают в вычислительные устройства, вносящие коррек-
цию в показания расходомера-дифманометра. Имеются расходо-
меры с погрешностью всего 0,25-1,0 % (тахометрические, вихревые,
электромагнитные, ультразвуковые), но не все из них пригодны
для больших трубопроводов.

2. Высокая надежность. Это второе важнейшее требование.
Оно оценивается временем, в течение которого прибор сохраняет
работоспособность и достигнутую точность. Это время зависит от
типа прибора и от условий его применения. Некоторые расходо-
меры и их элементы, не имеющие движущихся частей, могут на-
дежно работать очень долго. Так, трубы Вентури, установленные
на водопроводных линиях Санкт-Петербурга, исправно действу-
ют более 60 лет. Но тахометрические расходомеры и счетчики с
движущимся ротором имеют много меньший срок службы, зави-
сящий от степени чистоты измеряемого вещества и его смазыва-
ющей способности. В технических условиях на некоторые тур-
бинные расходомеры установлен шестилетний межповерочный
срок нормальной работы.

3. Малая зависимость точности измерения от изменения
плотности вещества. Лишь тепловые и силовые расходомеры,
измеряющие массовый расход, обладают этим ценным свойством.
У других типов приборов надо иметь устройства, автоматически
вводящие коррекцию на изменение плотности или хотя бы тем-
пературы и давления измеряемого вещества. Это особенно необ-
ходимо при измерении расхода газа.

4. Быстродействие прибора или его высокие динамические
характеристики. Это требование важно, когда расходомер приме-
няют в системах автоматического регулирования и при измере-
нии быстроменяющихся расходов. Быстродействие удобно оце-
нивать значением постоянной времени Т прибора, т. е. временем,
в течение которого его показания при скачкообразном измене-
нии расхода от до д2 изменяются приблизительно на две трети
от значения (д2 _ <7i). Имеется очень большая градация быстро-
действия от Т, измеряемого сотыми (и еще менее) долями секун-
ды от турбинных, до Т, измеряемого десятками секунд у тепло-
вых расходомеров.

Для улучшения быстродействия последних применяют осо-
бые (дифференцирующие) измерительные схемы. Расходомеры с
сужающими устройствами (СУ) занимают промежуточное поло-
жение. Их время Т тем меньше, чем короче соединительные труб-
ки, чем меньше измерительный объем дифманометра и чем боль-
ше его предельный перепад давлений.

5. Большой диапазон изменения (<7max/9min)- У приборов с ли-
нейной характеристикой он равен 8-20 и более, а у расходомеров
с СУ, имеющих квадратичную характеристику, он равен лишь 3-
10. В случае необходимости его можно повысить до 16, подклю-
чая к СУ два дифманометра с разными Дртах.

6. Обеспеченность метрологической базой. Образцовые рас-
ходомерные установки, необходимые для градуировки и поверки
различных расходомеров, сложны и дороги, особенно при боль-
ших поверяемых расходах. В стране их сравнительно немного, и
предназначены они преимущественно для поверки расходомеров
воды и водосчетчиков. Одни лишь расходомеры с СУ не требуют
образцовых расходомерных установок, потому что для большин-
ства их разновидностей были экспериментально установлены и
нормированы их коэффициенты расходов и расширения в меж-
дународном стандарте ИСО 5167 и других рекомендациях ИСО.
На их основе выпускаются в отдельных странах Правила по при-
менению расходомеров с СУ. Сказанное объясняет преимуществен-
ное применение расходомеров с СУ, потому что почти все осталь-
ные типы требуют для своей поверки образцовых установок. В
связи с их отсутствием и сложностью транспортирования пер-
вичных преобразователей расхода, особенно больших размеров,
весьма актуальна как разработка имитационных методов повер-
ки (они уже разработаны для магнитных расходомеров), так и
разработка методов поверки на месте установки расходомеров без
их демонтажа (концентрационный, меточный и другие методы).

7. Очень большой диапазон расходов, подлежащих измере-
нию. Для жидкости надо измерять расходы в пределах от 10-2 до
107-10® кг/ч, а для газов — в пределах от 10~* до 105-106 кг/ч,
т. е. расходы, отличающиеся на десять порядков. Особые трудно-
сти возникают при измерении как очень малых, так и очень боль-
ших расходов. Здесь нередко приходится применять особые ме-
тоды измерения, например парциальный (при больших расходах).
Относительно проще измерять средние расходы.

8. Необходимость измерения расхода не только в обычных,
но и в экстремальных условиях, при очень низкой или очень
высокой температуре и давлении. Так, расход криогенных жид-
костей, например сжиженного водорода, надо измерять при очень
низких температурах (до —255 °C), а расход перегретого пара сверх-
высокого давления и расход расплавленных металлов теплоноси-
телей — при температурах, достигающих +600 °C.

Подобные условия создают дополнительные трудности для
обеспечения надежного измерения расхода.

9. Широкая номенклатура измеряемых веществ. Вещества
могут быть не только однофазными и однокомпонентными, но
также многофазными и многокомпонентными. При этом надо
учитывать как особые свойства вещества (агрессивность, абразив-
ность, токсичность, взрывоопасность и т. д.), так и его параметры
(давление, температура). Особая задача — измерение расхода рас-
плавленных металлов — теплоносителей. Между тем основные
методы измерения расхода были разработаны для однофазных
сред (для жидкости, газа и пара). Теперь же все актуальнее ста-
новится задача измерения двухфазных и даже иногда трехфаз-
ных веществ. Имеются следующие основные разновидности двух-
фазных сред: гидросмесь или пульпа-смесь жидкой и твердой
фаз — это водогрунтовая смесь, целлюлозно-бумажная пульпа,
гидротранспорт и т. п.; смесь газообразной и твердой фаз — это
пылеугольное топливо, пневмотранспорт цемента и т. п.; смесь
жидкости с газом — это нефтегазовая смесь и влажный насы-
щенный пар. Измерение их расхода очень важно, хотя и пред-
ставляет определенные трудности. Пример трехфазной смеси —
газированная пульпа, а трехкомпонентной — двухфазная смесь
нефти, воды и газа.
Разновидности приборов
для измерения расхода и количества

Большое разнообразие и сложность требований, предъявляе-
мых к расходомерам и счетчикам, явилось причиной разработки
и создания значительного числа разновидностей этих приборов.
При выборе надо исходить из свойств измеряемого вещества, его
параметров, а также обоснованности требований к точности изме-
рения, учитывая при этом как степень важности удовлетворения
тем или другим требованиям, так и сложность измерительного
устройства и условия его эксплуатации и поверки.

Условно расходомеры и счетчики можно подразделить на сле-
дующие группы.

А. Приборы, основанные на гидродинамических методах: 1)
переменного перепада давления; 2) переменного уровня; 3) обте-
кания; 4) вихревые; 5) парциальные.

Б. Приборы с непрерывно движущимся телом: 6) тахометри-
ческие; 7) силовые (в том числе вибрационные).

В. Приборы, основанные на различных физических явлениях:
8) тепловые; 9) электромагнитные; 10) акустические; 11) опти-
ческие; 12) ядерно-магнитные; 13) ионизационные.

Г. Приборы, основанные на особых методах: 14) корреляцион-
ные; 15) меточные; 16) концентрационные.

Среди приборов группы А исключительно широкое примене-
ние получили расходомеры с СУ, относящиеся к приборам пере-
менного перепада давления. Для малых расходов жидкостей и
газов служат ротаметры и поплавковые приборы, относящиеся к
расходомерам обтекания. Весьма перспективны вихревые расхо-
домеры.

Из группы Б значительное применение находят различные
разновидности тахометрических расходомеров: турбинные, ша-
риковые и камерные (роторные, с овальными шестернями и др.),
последние — в качестве счетчиков газа, нефтепродуктов и других
жидкостей.

Среди разнообразных приборов группы В чаще других приме-
няют электромагнитные расходомеры для измерения расхода
электропроводных жидкостей и ультразвуковые (разновидность
акустических) для измерения жидкостей и частично газа. Реже
встречаются тепловые — для измерения малых расходов жидко-
стей и газов.

Меточные и концентрационные расходомеры, относящиеся к
группе Г, служат для разовых измерений, например при проверке
промышленных расходомеров на месте их установки. Корреля-
ционные приборы перспективные, в частности, для измерения
двухфазных сред.

Подробная классификация расходомеров и счетчиков разра-
ботана во ВНИИМ и опубликована в ГОСТ 15528—86.
Классификация расходомеров
переменного перепада давления

Расходомером переменного перепада давления называется из-
мерительный комплекс, основанный на зависимости от расхода
перепада давления, создаваемого преобразователем расхода, уста-
новленным в трубопроводе, или элементом последнего (напри-
мер, коленом).

В состав измерительного комплекса входят:
первичный преобразователь расхода;

первичная линия связи — соединительные трубки и вспомо-
гательные устройства на них;

первичный измерительный прибор — дифманометр.

В случае необходимости передачи показаний на значительное
расстояние к этим элементам добавляются:

вторичный преобразователь перемещения подвижного элемента
дифманометра в электрический или пневматический сигнал;

вторичная линия связи — электрические провода или соеди-
нительные трубки;

вторичный измерительный прибор.

Дифманометры, оснащаемые вторичными преобразователями
(индуктивными, дифференциально-трансформаторными, тензоре-
зисторными или пневматическими), могут иметь шкалу, а могут
ее и не иметь. В последнем случае их называют либо бесшкаль-
ными дифманометрами (пример: дифманометры ДМ) или же пре-
образователями перепада давления (пример: дифманометры «Сап-
фир»).

Помимо перечисленных частей в измерительный комплекс рас-
ходомера могут входить еще:

средства измерения плотности вещества (плотномеры или при-
боры измерения давления и температуры);

вычислительные устройства для учета в формуле расхода сиг-
налов по р, у? и т.

Если дифманометр или вторичный прибор снабжены интегра-
тором со счетным механизмом, то такой прибор измеряет не толь-
ко расход, но также массу или объем прошедшего вещества. На-
ряду с этим массу и объем можно получить путем платиметри-
рования и обработки диаграмм записи Др, р и t (перепада давле-
ния, давления и температуры).

Расходомеры переменного перепада давления имеют следую-
щие разновидности, в зависимости от вида преобразователя рас-
хода:

1) с сужающими устройствами;

2) с гидравлическим сопротивлением;

3) центробежные;

4) с напорными устройствами;

5) с напорными усилителями;

6) ударно-струйные.
1. Расходомеры с сужающими устройствами СУ основаны на
измерении перепада давления, возникающего в результате преоб-
разования в СУ части потенциальной энергии в кинетическую.
Разновидности СУ показаны на рис. 1, а—тп; стандартные диаф-
рагмы — на рис. 1,а и б; стандартные сопла — на рис. 1, в; сегмент-
ная диафрагма — на рис. 1, г; эксцентричная диафрагма — на
рис. 1, д; кольцевая диафрагма — на рис. 1, е. Далее на рис. 1, ж-
н показаны СУ для малых чисел Рейнольдса: двойная на рис. 1,
ж; с входным конусом на рис. 1, з; с двойным конусом на рис. 1,

Рис. 1. Первичные преобразователи расходомеров переменного перепада дав-
ления
и; сопло полукруга на рис. 1, к; сопло четверть круга на рис. 1, л;
комбинированное сопло на рис. 1, м; цилиндрическое сопло на
рис. 1, н. На рис. 1, о показана диафрагма с переменной площа-
дью отверстия для автокомпенсации влияния изменения давле-
ния и температуры. Сопло Вентури показано на рис. 1, п, труба
Вентури — на рис. 1,р, труба Далла — на рис. 1, с и двойное сопло
Вентури — на рис. 1, т. Расходомеры с СУ имеют широчайшее
применение для измерения расхода жидкости, газа и пара.

2. Расходомеры с гидравлическим сопротивлением основаны
на измерении перепада давления, создаваемого этим сопротивле-
нием. Режим потока в нем стремятся создать ламинарным, с
тем чтобы перепад давления был пропорциональным расходу.
Применяются редко, преимущественно для измерения малых рас-
ходов. В качестве преобразователя могут служить капиллярная
трубка (реометр) или пакет таких трубок, показанный на рис. 1,
У- Другой тип преобразователя для больших расходов с шарико-
вой набивкой (рис. 1, ф).

3. Центробежные расходомеры основаны на зависимости рас-
хода от перепада давления, образующегося в закругленном эле-
менте трубки под действием центробежных сил в потоке. Преоб-
разователем расхода чаще всего служат колено (рис. 1, х) или
реже кольцевой участок трубы (рис. 1. ц).

4. Расходомеры с напорным устройством основаны на возни-
кающем в нем перепаде давления в зависимости от расхода в
результате перехода кинетической энергии части потока в потен-
циальную. Классический преобразователь этого расходомера —
трубка Пито для отбора полного напора в сочетании с трубкой
для отбора статического давления. На рис. 1, ч показаны эти трубки
в раздельном исполнении, а на рис. 1, ш — в комбинированном —
дифференциальная трубка Пито. Эти преобразователи создают
перепад давления в зависимости от местной скорости. Наряду с
ними предложены преобразователи с осредняющими напорными
трубками по диаметру (рис. 1, щ) или по радиусу, а при сильно
деформированных потоках — по двум диаметрам. Кроме того,
предложены кольцевая вставка (рис. 1, э) для усреднения давления
по кольцевой площади и напорное поворотное крыло (рис. 1, ю)
с двумя отверстиями, ориентированными различным образом к
потоку. Возможность изменения угла установки крыла (обычно
в пределах 45-90°) позволяет применять его при разных скорос-
тях потока. За исключением двух последних примеров напор-
ные устройства находят широкое применение.

5. Расходомеры с напорным усилителем имеют преобразова-
тель расхода, в котором сочетаются напорное и сужающее уст-
ройства. Перепад давления создается в результате как местного
перехода кинетической энергии потока, так и частичного перехо-
да потенциальной энергии в кинетическую. На рис. 1, я показана
комбинация диафрагмы с трубкой Пито. На рис. 1, ос — сочетание
трубки Пито с трубкой Вентури, а на рис. 1,0 — сдвоенная трубка
Вентури. Напорные усилители применяют при небольших ско-
ростях газовых потоков, когда перепад давления, создаваемый
одной дифференциальной трубкой Пито, очень мал.

6. Расходомеры ударно-струйные основаны на зависимости
расхода от перепада давления, возникающего при ударе струи.
Струя, вытекающая из суженных отверстий трубки, создает дав-
ление pi во внутренней полости сильфона, снаружи которого име-
ется меньшее давление р2, равное давлению уходящей жидкости.
Эти приборы применяют лишь для изменения малых расходов
жидкости и газа. (Подробно об этом см. в главе «Измерение ма-
лых расходов».)

Наряду с рассмотренными существуют и предложены другие
разновидности приборов, в которых расход определяется по пере-
паду давления, создаваемому преобразователем расхода. Но вслед-
ствие специфичности их принципа действия или области примене-
ния они рассматриваются в других главах: перепадно-силовые —
в главе «Силовые расходомеры», а гидравлические и газовые мо-
сты, а также реометры — в главе «Измерение малых расходов».

Кроме того, имеется предложение измерять расход жидкости,
обладающей парамагнитными свойствами, создавая с помощью
магнитного поля (кольцевой магнит снаружи трубы или солено-
ид, питаемый током) и пондеромоторной силы неподвижный ме-
стный кольцевой слой жидкости, прилегающей к трубе, который
выполняет роль сужающего устройства, и измерять перепад дав-
ления на последнем. Опыты на трубе, имевшей наружный диа-
метр 13 мм, с ферромагнитной жидкостью на основе керосина
(намагниченность насыщения 20 кА/м; магнитная проницаемость
1,4 при индукции поля 0,043 Тл) подтвердили принципиальную
возможность измерения. При расходе 30 см3/с перепад давления
был 1200 Па. В отличие от обычных СУ чувствительность метода
возрастает по мере приближения к началу шкалы. Авторы мето-
да полагают, что он может быть применен для измерения расхо-
да жидкого кислорода*.

* Мезиков А. К., Королев В. Н., Кречетников Ю. Д. Использование парамаг-
нитных свойств измеряемой среды в расходомерах переменного перепада давле-
ния // Измерит, техника.— 1993.— № 1.— С. 40 42.
Глава 1

СТАНДАРТНЫЕ СУЖАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА
РАСХОДОМЕРОВ ПЕРЕМЕННОГО ПЕРЕПАДА
ДАВЛЕНИЯ

1.1. ЗАВИСИМОСТЬ МЕЖДУ РАСХОДОМ

И ПЕРЕПАДОМ ДАВЛЕНИЯ НА СУЖАЮЩЕМ УСТРОЙСТВЕ

Выведем формулу расхода для самого распространенного СУ —
стандартной диафрагмы, представляющей собой тонкий диск с
центральным круглым отверстием диаметром d, имеющим ост-
рую входную кромку. Диафрагма установлена строго концент-
рично оси трубопровода, имеющего диаметр D. Обозначим через
А—А (рис. 2) сечение, от которого начинается сужение потока, а
штриховой линией — границы потока, обусловленного проходом
через отверстие диафрагмы. По инерции наибольшего сужения
поток достигает в сечении В—В, отстоящем от диафрагмы на
расстоянии (0,3^0,8)73, в зависимости от отношения Р = d/D. За-
тем поток начинает расширяться и вновь достигает стенок тру-
бопровода в сечении С—С. На рис. 2 показано изменение скорости

и давления в пределах
сечений А—А и С—С.
Для жидкости, плот-
ность которой р = const
и не зависит от давле-
ния, скорости обратно
пропорциональны пло-
щадям потока, при
этом максимальная
скорость Vf, достигается
в сечении В—В, а ско-
рость vc = va. Статичес-
кое давление ра до сече-
ния А—А у стенки
трубы и в потоке одно
и то же. По мере суже-
ния потока между сече-
ниями А—А и В—В
давление в потоке пада-
ет (штриховая кривая),
так как без этого невоз-
можно возрастание ско-
рости потока. Давление
же у стенки возрастает
(сплошная кривая)

Рис. 2. Изменение давления р и средней скорости
у потока при прохождении через диафрагму:
-----изменениер у стенки трубы; — .-изменение
р в движущемся потоке (в середине трубы)
вследствие падения скорости в мертвых зонах перед диафрагмой,
достигая максимума piy в углах у стенки последней. После диаф-
рагмы давление в углах у стенки р2у. Разность Др = р1у - р2у
образует перепад давления, измеряемый при угловом методе от-
бора. На участке от В—В до С—С давление в потоке и у стенки
постепенно возрастает до значения рс, которое много меньше, чем
начальное давление ра вследствие потерь энергии на вихреобра-
зование и удары о диафрагму, причем основная часть потерь про-
исходит в мертвой зоне после диафрагмы. Поток, протекающий с
очень большой скоростью в сечении В—В, увлекает за собой при-
легающие частицы из мертвой зоны, создавая в ней некоторое
падение давления. Это вызывает частичное движение жидкости
вдоль стенок от сечения С—С к сечению В—В. В результате в
мертвой зоне возникает сильное вихреобразование и происходит
значительная потеря давления. Она составляет от 40 до 90 % от
перепада (ра - рс), в то время как потеря давления от трения и
ударов в самой диафрагме составляет не более 2 % от (ра - рь).

Решая уравнение, выражающее закон сохранения энергии,

Jvdu = Jdpp (1)

совместно с уравнением неразрывности потока

Qm = PQo = = const, (2)

где qm и qo — массовый и объемный расходы, a F — площадь
поперечного сечения потока, можно получить зависимость между
qm (или qo) и перепадами давления (рх-р2) или (Pa~Pb)-

Считая трубопровод горизонтальным и р = const, предыдущие
уравнения принимают вид:

Pa/P+kava/% = Pb/P+kbvb/2 + ^/2; (3)

Qm=PvaFa=PvbFb> (4)

где kaMkb — поправочные множители на неравномерность распре-
деления скорости в сечениях А—А и В—В соответственно; S, —
коэффициент сопротивления на участке от А—А до В—В, отнесен-
ный к скорости vb; Fan Fb — площади потока в сечениях А—А и
В—В соответственно.

Отношение площади горловины потока Fb к площади отвер-
стия диафрагмы Fo называется коэффициентом сужения потока
ц. Это позволяет выразить Fb через ц и Fo по уравнению

Fb=pFo. (5)

Тогда из уравнения (4) получим, что

va = »bP(Fo I Fb) = vbp(d ID)2 = vbpm,

где m = 02 = (d/D)2 — относительная площадь сужающего устрой-
ства.
Подставляя это значение va в уравнение (3) и решая его отно-
сительно Vb, получим

»Ь

V 12(Р1~р2)

^ + kb-kap2m2\ Р

(6)

Коэффициент отбора V = (ра - pb)/(pi ~ Р2) в этом уравнении
учитывает, что в общем случае точки отбора давлений р^ и Р2
могут не совпадать с сечениями А—А и В—В. Так, у нас и в боль-
шинстве европейских стран применяют угловой метод отбора дав-
лений рху и Р2У в углах, образованных входной и выходной плос-
костями диафрагмы со стенками трубы. При этом (pi - р2) =
= (р1у - Р2у)- Если отбор производят в сечениях А—А и В—В, то
коэффициент V = 1.

Подставляя значения Fb и vb из уравнений (5) и (6) в уравне-
ние (2), получим:

Qm = сс?0Л/2р(Р1 -р2); <7>

Qo = aFo^Pl- Ря)/Р’ (8)

где

а = H-Jv / + kb ~ kap.2m2 (9)

называется коэффициентом расхода диафрагмы, где т = 02.

Формулы (7) и (8) справедливы для жидкостей. Для газа и
пара их надо умножить на коэффициент расширения е, учитыва-
ющий увеличение удельного объема (уменьшение плотности р)
газа и пара. С учетом е получаем универсальные формулы для
qm (кг/с) и до (м3/с) (в общем виде справа по ГОСТ 8.563-97):

qm = а£ГОЛ/2р(Р1 - р2) = СЕе—72РАР;

Qo = aeF0-j2p(p1 - р2)/Р =

(Ю)

(И)

При Е = 1 из них как частный случай получаем уравнения (7)
и (8). Очевидно, площадь отверстия СУ Fo = nd2/4.

В международном стандарте ИСО 5167 коэффициент расхода
для всех СУ представлен в виде двух сомножителей по формуле
а=ЕС, (12)

где Е = 1-J1-P4 — коэффициент скорости схода; С — коэффици-
ент истечения.

Причем всегда Е>1,аС<1, ₽ = d/D.

Описание принципа действия СУ, положенное в основу стан-
дарта ИСО 5167, ориентировано лишь на те СУ, у которых нет

2 П. П. Кремлевский
дополнительного сужения потока после выхода через отверстие
СУ, т. е. у которых ц= 1. В ИСО 5167 нет никакого упоминания
о ц, а тем более разъяснения его физического смысла. Таким
образом, рассмотрение принципа действия диафрагмы отсутству-
ет в ИСО 5167, одновременно отсутствует и какой-либо анализ
коэффициента истечения С, который разъяснял бы, почему для
сопел, а также сопел и труб Вентури С лежит в пределах 0,9-
0,995, а для диафрагм С ~ 0,6. А ответ состоит в том, что для всех
СУ коэффициент С учитывает потерю энергии в самом СУ, нерав-
номерность распределения скоростей по сечению и местораспо-
ложение отбора давлений, т. е. в формуле (9) учитывается коэф-
фициентами Е,, ka, kb и у, а для диафрагмы коэффициент С учиты-
вает еще и коэффициент сужения ц = 0,6-5-0,69.

Упрощенное выражение (9) коэффициента расхода а можно
объяснить и оправдать лишь тем, что определить конкретные зна-
чения теоретически с достаточной точностью по формуле (9)
нельзя. С большой точностью значения коэффициентов С и а оп-
ределяются экспериментально. Но ценность формулы (9) состоит
в том, что ее анализ позволяет выявить влияние на коэффициент
расхода а всех входящих в нее величин: Р, ц, ka, kb, £ и у (подроб-
нее см. п. 1.4).

1.2. АНАЛИЗ ФОРМУЛЫ РАСХОДА

Из полученных формул расхода следует, что между ним и из-
меряемым перепадом давления Ар = pi - р2 существует квадра-
тичная зависимость. В простейшем виде эти формулы можно
выразить так:

Qm = k'Jbpi q0 = k"JKp,

(13); (14)

где k' = aEFgyfZp; k" = ае.РоЛ/2/р.

При градуировке расходомерных шкал дифманометров при-
нимают k' = const и k" = const. А это требует постоянства всех
величин: а, е, Fo и р, определяющих значения k' и k". К сожале-
нию, это требование не выполняется.

Не существует СУ, которое обеспечивало бы постоянство а (С)
для данного Р = d/D при любых расходах (или, точнее, в любой
области чисел Рейнольдса Re), потому что на а могут оказывать
влияние вязкостьp.(v), плотностьр, скоростью (а значит, и расход
q) измеряемого вещества, а также диаметр Л (или, точнее, отноше-
ние d/D). Число Рейнольдса Re — это безразмерная величина,
являющаяся отношением сил инерции потока к силам вязкост-
ного трения в нем,

Re = vpD/p, = vD/v, (15)

где ц — динамическая, a v — кинематическая вязкость вещества,
причем v = р. / р.
Учитывая, что v = 4q0 I (nD2) и qm = qof>, получим:

Re = 0,354<ym / (Dp) = 0,354<ym / (Dpp); (16)

Re = 0,354qop / (Dp) = 0,354go / (Dv), (i 7)

где ц в H • с/м2, v в м2/с, p в кг/м2 qm в кг/ч, q0 в м3/ч, D в м.

Если же измерять р в кгс • с/м , то:

Re = 0,03619m / (Dp); (18)

Re = 0,03619op/(Dp). (19)

Из этих формул следует, что число Re пропорционально расхо-
ду- к с

При больших числах Рейнольдса (Re > 10 -s-Ю ) коэффициен-
ты С и а сохраняют очень хорошее постоянство, особенно у таких
СУ, как диафрагма, сопло, сопло Вентури и труба Вентури, особен-
но первые два. Для малых же чисел Re, вплоть до Re = 40, разра-
ботаны другие типы СУ.

Значение коэффициента расширения е непрерывно уменьша-
ется от начала шкалы к Qmax. Это надо учитывать как дополни-
тельную погрешность, или же следует вносить поправку на изме-
нение е с помощью вычислительного устройства в зависимости от
отношения Др / р.

Площадь отверстия СУ сохраняется постоянной благодаря тому,
что СУ изготовляется из материала, стойкого к коррозии и эро-
зии. Тем не менее притупление входных кромок диафрагмы не-
избежно, и при малых d < 125 мм надо вводить поправку Кп к С
и а.

Гарантировать постоянство плотности р измеряемого вещества
(особенно газа или пара) нельзя. Необходимо вводить поправоч-
ный множитель kM (при qm) и k0 (при q0):

Ам — £д/р / Егд/рг — д/р/ рг;

— $-д/Рг / ^гл/р ~ д/Рг / Р»

где рг — плотность, принятая при градуировке; р — действитель-
ная плотность.

Действительную плотность газа р обычно определяют, изме-
ряя его температуру Т и давление р^.

Для влажного газа

Р = Рс(Р1 " ФРв.п)^с / (РсТ1*О + ФРв.п» <20>

где рс = 101 325 Па (760 мм рт. ст.) и Тс = 293,15 К — нормаль-
ные давление и температура; р — плотность сухой части газа при
рс и Тс; К — коэффициент сжимаемости газа; <р — относительная
влажность газа; />вп — максимально возможное парциальное дав-
ление водяного пара при Т\; рВЛ1 — наибольшая возможная плот-
ность пара при pi и
Для сухого газа

P=PcPlTc/(PcW. (21>

Основные недостатки расходомеров с СУ следующие.

1. Вследствие влияния погрешностей многих величин ( а, е, р,
Др), входящих в формулу расхода, общая предельная относитель-
ная погрешность измерения расхода обычно не менее 1-2 %, иногда
и выше.

2. Квадратическая зависимость между расходом и перепадом
давления обусловливает обычно малый диапазон изменения (<7тах/
/ 9min = 3+4) и неравномерность шкалы прибора. Последний не-
достаток можно устранить, введя в передачу прибора лекало, име-
ющее параболический профиль, или другим способом — напри-
мер с помощью вычислительного устройства.

Достоинства расходомеров с СУ следующие

1. Пригодны для любых однофазных веществ и в очень широ-
ком диапазоне давлений, температур и расходов.

2. Не требуют образцовых расходомерных установок для гра-
дуировки и поверки в случае применения нормализованных СУ.

1.3. АНАЛИЗ КОЭФФИЦИЕНТА РАСХОДА а

Для выявления влияния величин Р, ц, ka, kb и £ на коэффи-
циент расхода а представим уравнение (9) в виде произведения
ряда сомножителей, каждый из которых характеризует влияние
той или другой из перечисленных величин:

а = EkEnkvkKk^. (22)

Первый множитель

E = 1/J1-P4 =l/^l-(v1/vo)2 (23)

определяет долю участия начальной кинетической энергии ри 2/2
в образовании кинетической энергии pv°/2 в выходном отвер-
стии СУ. В стандартном сопле и других СУ, где нет дополнитель-
ного сужения потока и коэффициент р = 1, скорость vo = vb, и
поэтому Е определяет одновременно долю участия puf/2 в обра-
зовании pv%/2 в горловине потока. В диафрагме же эта доля бу-
дет определяться коэффициентом Е по формуле

Ек=1/71-Ц2Р4. (24)

Обозначим отношение Ек к Е через kE, т. е.

Ек ~ ЬцЕ- (25)

Очевидно,

kE = д/1-Р4 / J1-P2P4- (26)
Назовем kE поправочным множителем к коэффициенту ско-
рости входа Е для получения ЕЛ. При р = 1 имеем и Ek = 1. Этот
множитель будет вторым, подлежащим нашему анализу.

Третий сомножитель в формуле (22) — это коэффициент суже-
ния ц.

Четвертый сомножитель

= Tv. (27)

зависящий лишь от мест отбора давлений pi и р2, назовем коэф-
фициентом отбора.

Пятый сомножитель^, зависящий от£, учитывает потери энер-
гии в самой диафрагме, может быть назван коэффициентом по-
терь,

= Т1~М2Р4 / 71_М2Р4 +£• (28)

Если £ = О, то k^= 1.

Шестой сомножитель kK, зависящий от коэффициентов ka и
назовем коэффициентом распределения скоростей. Он имеет вид

лк=Т1"М2з4+^ / V*fe-*on2p4+^ •

= Т1-М2Р4 / А-М2Р4 • (29)

Коэффициент kK от Е, практически не зависит, так как, полагая
0, получим ошибку менее 0,2-0,3 %. Если ka и kb равны 1, то
и Лк = 1.

Для сопел и других СУ, у которых нет дополнительного суже-
ния потока, £ = 1 и kE = 1. Тогда формула (22) принимает вид

а = Ekvkb>kK. (30)

Коэффициент истечения С, выраженный через сомножители,
имеет вид:

для диафрагмы

С = kEpkwk^kK-,
для сопла

С = kyyk^kK.

Коэффициент С характеризует лишь процессы, происходящие
в самом СУ.

Значение С более постоянно, чем значение а. Это позволяет
упростить расчет некоторых СУ (труб Вентури).

Очевидно, что

С ~ а / Е = а / Т1-т2 = а / Т1~Р4« (31)
Коэффициент скорости входа Е. Коэффициентом Е учитыва-
ют влияние начальной скорости va на образование коэффициента
расхода а. Действительно, Е зависит лишь от т, а т = иа/цо^.
Следовательно, Е зависит от отношения начальной скорости va
к скорости црь, отнесенной к отверстию диафрагмы. Для сопел
ц= 1. Тогда из уравнения (7), полагая в нем для простоты ka = kb =
= 1, <р= О и£= О, следует, что

Е2 =pub /2(Pi -р2).

Значит, Е2 — это коэффициент, на который надо умножить
перепад давления, чтобы получить кинетическую энергию на вы-
ходе из сопла. Величина же (Е2 - 1) / Е2 — есть отношение кине-
тической энергии входа к кинетической энергии выхода. Следо-
вательно, 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 энер-
гии. Для диафрагм же таким показателем будет не коэффици-
ент Е, а произведение EkE.

В отличие от всех остальных множителей, входящих в выра-
жение (22), коэффициенты Е и Е2 всегда больше единицы и зна-
чительно 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 Е2 = 1,69. В первом
случае кинетическая энергия входа составляет менее 2 % от ки-
нетической энергии выхода, а во втором — она достигает уже
40,8 %. Благодаря росту коэффициента Е и коэффициента расхо-
да а у всех сужающих устройств растет с 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 с 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 иг, 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 самых малых) кинетическая энергия входа
больше энергии, затрачиваемой на потери. Поэтому для всех су-
жающих устройств, имеющих ц= 1, коэффициент расхода сх боль-
ше единицы (за исключением очень малых т).

Коэффициент сужения р. Под влиянием сил инерции на про-
тяжении некоторого участка пути движения жидкости 12 (рис. 2)
после выхода из диафрагмы сечение струи будет уменьшаться.
Это явление называется дополнительным сужением струи и оце-
нивается коэффициентом сужения ц, который представляет со-
бой отношение площади самого узкого места (горла) струи к пло-
щади отверстия сужающего устройства. Наиболее вероятное зна-
чение I2/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 I2/D — 0,5.
Рис. 3. Зависимость коэффициента суже-
ния р. от т для диафрагмы

Значения ц для стандарт-
ной диафрагмы в зависимос-
ти от т показаны на рис. 3.
Кривая 1 соответствует ре-
зультатам опытов Вейсба-
ха, подтвержденным опыта-
ми Алви [32], а кривая 2 по-
строена автором по форму-
ле ц = а/у[1 + а2 т2, полу-
ченной из уравнения (10), в

котором принято 1|/ = 1, £ = О и ka = kb = 1. Кривая 2 близка к
кривой 1, но располагается немного ниже, так как для нее приня-
то = 0. Для сравнения пунктиром дана кривая 4, приведенная
в правилах РД 50-213-80. Кривые 1 и 2 справедливы лишь при
больших числа Рейнольдса (Re > 105 + 106), когда достигается
наибольшее значение дополнительного сужения струи. С умень-
шением чисел Re ниже указанных значений р все существеннее
начинает возрастать. Так, в сравнительно новой работе [32] полу-
ченные значения т при Re = 105 соответствуют кривой 1, а при
Re = 104 эти значения изображаются штрихпунктирной кривой
3. При дальнейшем уменьшении числа Re сказывается влияние

сил трения, препятствующих дополнительному сужению струи;
при этом коэффициенты т и а начинают возрастать до тех пор,

пока дополнительное сужение полностью не прекратиться и ко-

эффициент т не станет равным единице. После этого при даль-
нейшем уменьшении чисел Re, коэффициенты расхода а и исте-

чения С станут уменьшаться (см. рис. 13) из-за возрастания ко-
эффициента сопротивления

У стандартных
лишь в небольной

Рис. 4. Схема отрыва
струи в стандартном
сопле:

1 — точка отрыва струи;

2 — точка возврата
струи к стенке сопла

сопел дополнительное сужение наблюдается
области средних чисел Re. Их входной про-
филь, образованный дугами радиусов г\ = d/3
и г2 = d/5, относительно крутой по сравнению,
например, с параболическим соплом; при дос-
тижении некоторых значений чисел Re насту-
пает отрыв струи от входного закругления,
очерченного малым радиусом г^, и она не за-
полняет выходного отверстия сопла. При даль-
нейшем возрастании числа Re горло струи
сдвигается к входной стороне сопла. Расши-
ряющийся при дальнейшем движении поток
все больше заполняет выходное сечение сопла
до тех пор, пока не заполнит его целиком сна-
чала в выходной плоскости, а затем и внутри
цилиндрической части (рис. 4). Коэффициент
сужения ц при этом становится равным еди-
нице. Стандартные сопла предназначены для
Рис. 5. Зависимость коэффициента ско-
рости входа Е, поправочного множителя
к нему kE, полного коэффициента скоро-
сти входа Eh и произведения ^ikE от т

работы в той области чисел Re,
в которой ц = 1. У параболи-
ческих же сопел ц = 1 во всей
области чисел Re, но зато у
стандартных сопел достигает-
ся большее постоянство коэф-
фициентов а и С в области боль-
ших чисел Re (см. рис. 13).

Поправочный множитель
kE коэффициента скорости
входа. Поправочный множи-
тель к коэффициенту скорос-
ти входа определяется по фор-
муле (26), из которой следует,
что приц= 1 nkE = 1. На рис. 5
приведены кривые, изобража-
ющие зависимости kE, p.kE, Е,
Eh от т. Они построены по
уравнениям (23), (24) и (26), в
которых значения ц подстав-

лялись из результатов, полу-
ченных в опытах Вейсбаха (рис. 3, кривая 1). Полный коэффици-
ент скорости входа для стандартных диафрагм Eh = kE Е значи-
тельно 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
энергии в образовании кинетической энергии выхода у сопел
меньше. Кроме того, произведение jxkE почти не зависит от т, сохра-
няя постоянное значение 613 ± 0,003 в пределах изменения т от 0,1
до 0,8 (см. рис. 5). Решая уравнение ц71--т2 / Jl-p2m2 = 0,613,
получим выражение для определения р. (с погрешностью не
более ±0,5 %) в виде р. = 0,613/у/1-0,622т2.

С такой же погрешностью для стандартных диафрагм будут
справедливы формулы: а= 0,613EfevfeKfe^ и С = 0,613 kykKk^.

Коэффициент отбора fev- Это коэффициент определяется мес-
тоположением точек отбора давлений р^ и р2, которое зависит от
применяемого метода отбора.

Существующие методы отбора перепада
давления. Коэффициент отбора ,Q9,

= Tv = J(Pa-Pb)/(.Pl-P2)-

Для стандартных диафрагм существуют четыре метода отбора.

Угловой метод отбора применяют в нашей стране и в боль-
шинстве европейских стран. Давления р^ и р2 отбирают в углах,
образуемых входной и выходной плоскостями диафрагмы со стен-
ками трубопровода.
Фланцевый метод отбора, при котором давления р^ и Р2 отби-
рают через отверстия во фланцах, расположенных на расстоянии
25,4 мм от входной и выходной плоскостей диафрагмы, применя-
ют за рубежом преимущественно для измерения расхода газа.
В принятых правилах нормировано применение фланцевого ме-
тода наряду с угловым.

При теоретическом методе отбора, именуемом также отбором
по методу суженной струи, давление pj отбирают в сечении А—А,
а давление Р2 — в сечении В—В (см. рис. 2). Очевидно, что в этом
случае Рх - рг= Ра ~ Рь и коэффициент отбора ky = 1. Расстояния
точек отбора от передней 1х и задней I2 плоскостей диафрагмы
в зависимости от значения т определяются соотношениями: Zj =
= (0,5+2) D и 12 = (0,2+0,8)В. Этот метод отбора распространен
в США.

Радиальный метод отбора представляет собой некоторое видо-
изменение предыдущего метода. При этом методе расстояния 1х
и 12 не зависят от т, а именно Zj = D и Z2 - 0,5 D. Метод регламен-
тирован британскими [035] и американскими [029] нормами.

У стандартных сопел применяют лишь угловой метод отбора
давлений.

С помощью коэффициента отбора, определяемого уравнением
(32), устанавливают связь между коэффициентами расхода для
теоретического метода отбора и коэффициентами расхода для
любого другого метода. Для этого надо уравнение для ky пред-
ставить в обобщенном виде

= д/ДРи/ДР = л/(Р1и-Р2и)/(Р1-Р2). (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.

Кривы е 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 Zj до и Z2 после диаф-
рагмы. На этих рисунках для различных т даны зависимости
$1/А 100 % от lx/D и 82/Д 100 % от Z2/Z>, где А = ра - pb; 8j=Pi-
ра и 62 = р2 - рь. Многочисленные данные других опытов [02, 48,
51] подтверждают правильность этих кривых. Их анализ позво-
ляет определить значения коэффициента для различных ме-
тодов отбора давлений. В соответствии со схемой, приведенной на
рис. 2, сначала рассмотрим участок кривых, находящийся 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.
Рис. 6. Распределение давления до и после диафрагмы при различных т

Из совместного решения уравнений:

51 = xpv2a / 2

9О = = «ГоЛ/2Д/р,

где х — доля начальной кинетической энергии той части потока,
которая движется вблизи стенок и превращается в прирост дав-
ления =pi - ра, следует, что

pv2a / 2Д = а2т2
и

Si / Д = ха$п2.

Из первого выражения следует, что с ростом т увеличивается
отношение начальной кинетической энергии ро2а / 2 к перепаду Д.
Это обстоятельство является причиной роста отношения 61/Д.
Второе уравнение позволяет определить х, используя рис. 7,
на котором приведены значения т и соответствующие им зна-
чения Si/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
51/Ду 100 % и 82/Ду 100 % (Ду — перепад, измеренный при угло-
Рис. 7. Распределение давления в непосредственной близости от диафрагмы

вом методе отбора давлений), то получим весьма близкие значе-
ния х; причем эти опыты позволяют выяснить влияние шерохо-
ватости трубы на х. Обработка этих кривых дает: для гладких
труб х = 0,32-5-0,34 (соответствует результатам, полученным по
рис. 7) и для шероховатых труб х = 0,26-5-0,31. Уменьшение х у
последних объясняется тем, что у них тормозящее действие сте-
нок сказывается на большую толщину слоя потока и скорость в
этом слое поэтому меньше. Из этих же опытов следует, что зна-
чение х зависит от диаметра трубопровода D, с увеличением ко-
торого х возрастает; объясняется это уменьшением относитель-
ной шероховатости трубы. Так, согласно работе [02] при увеличе-
нии D от 75 до 200 мм (т - 0,64) значение х возрастает от 0,31 до
0,4, а согласно опытам [48, 51 ] имеем: х = 0,32-5-0,35 при D = 76 мм
(труба гладкая), х - 0,3+0,33 при D = 79 мм (труба шероховатая)
и х = 0,41+0,46 при D = 1000 мм (труба практически гладкая).

Рис. 8. Распределение давления до и после диафрагмы при исполь-
зовании гладкой (-----------) и шероховатой (--) труб
На втором участке от выходной плоскости диафрагмы до сече-
ния В—В давление у стенки трубы незначительно (62/Д в сред-
нем равно 2-3 %) падает. Это можно объяснить влиянием ско-
рости ист обратного тока жидкости у стенки трубы, возникающе-
го в результате эжектирующего действия основного потока, кото-
рый выходит с большой скоростью vb из отверстия диафрагмы.
Логично считать, что ост зависит от vb, а именно: vCT = zvb, где г < 1.

Значение г можно определить из совместного решения урав-
нений:

S2 = хри^, / 2 = xpz2u2 / 2

9о = = aFo72A/p.

Полагая для простоты ц / а= 1, получим

§2/Д = *г2.

Выбирая значения 82/Д и 8г/Ду из кривых на рис. 7 и 8, а х —
из результатов предыдущего подсчета (кривые 61/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, 51], отно-
сительное расстояние I2/D от диафрагмы до сечения В—В не-
сколько уменьшается с увеличением т.

На третьем участке от сечения В—В до сечения С—С поток
расширяется, его скорость уменьшается до vc = va, а давление
возрастает до значения рс. Если обозначить перепад давления в
диафрагме через Д = ра - рь, а восстановленную часть пере-
пада — через 63 = рс - рь, то остаточная потеря давления ра - рс
будет равна Д - 83. Она определяется по формуле Борда—Карно

△ - 83 = Р (vb - vc)2 /2.

Отсюда, учитывая, что1>ь = ос, получим

81/Д = km ~ т,

так как k - 2р./(1 + pm) = 1 Для всех значений т в пределах
от 0,05 до 0,6 расстояние между сечениями В—В и С—С равно
(4-5)Л.

Коэффициент ky для различных способов
отбора перепада давления. Для определения
коэффициента отбора исходя из рис. 6-8 запишем формулу
(33) в следующем виде:

^=(1 + 51/Дри-82/ДриГ0'5,

где = Рх - Р1„ И б2 = Р2 - Р2и-
Рис. 9. Коэффициенты отбо-
ра: fev — для перехода от
отбора по методу суженной
струи к угловому; 1/ ky —
для обратного перехода

Если за исходный будет принят теоретический перепад, то
значения 51/Ари и бг/ДРи надо брать по рис. 6 и 7, а если угло-
вой, — то по рис. 8. Таким образом, по данным рис. 6 и 7 полу-
чена сплошная кривая kv , приведенная на рис. 9, которая слу-
жит для перехода от теоретического метода отбора к угловому.
Обратная кривая //&Vy дает возможность переходить от углового
метода отбора к теоретическому. Эти же кривые можно постро-
ить также исходя из рис. 8, если за исходный принять угловой
метод. Полученные пунктирные кривые очень хорошо совпада-
ют со сплошными. Из рис. 9 следует, что при т £ 0,4 коэффици-
енты расхода при угловом и теоретическом способах отбора очень
близки друг к другу (отклонение не более ±0,3 %). При больших
т они расходятся из-за сильного возрастания давления перед
плоскостью диафрагмы.

На рис. 10 показана кривая kv для перехода от теоретическо-
го к радиальному методу отбора. На этом рисунке в пределах
0,1 < т < 0,55 коэффициенты расхода практически совпадают.
Но при т > 0,55 коэффициент AVy начинает возрастать, потому
что место отбора давления р2 находящееся на расстоянии 12 =
= 0,52), выходит за пределы горла струи и располагается на учас-
тке расширения струи, где давление уже возрастает. Для получе-
ния кривой перехода от углового метода к радиальному надо
умножить коэффициент на коэффициент 1/k^ (см. рис. 9),
служащий для перехода от углового метода отбора к теоретическо-
му. Полученный коэффициент также показан на рис. 10.

При фланцевом методе отбора расстояние точек отбора от диа-
фрагмы 1\ = 12 = 25,4 мм. В этом случае коэффициент отбора
для перехода к фланцевому методу будет зависеть от отношения
/D = l2 / D, которое изменяется от 0,5 до 0,025 при изменении
D от 50 до 1000 мм. На рис. 11, по данным работы [23], приведены
кривые, изображающие зависимость от l^/D = I2/D для трех зна-
чений т коэффициента перехода ky./Av от углового метода от-
бора к фланцевому. ф у
Рис. 10. Коэффициенты отбора: /г,,, — для
— Р »*

перехода от отбора по методу суженной
струи к радиальному; fev /ky — для
перехода от углового отбора к радиаль-
ному

l>l/D - lZ/£

Рис. 11. Коэффициенты k.,, /kw
Ф У
для перехода от углового отбора к
фланцевому (штриховые части
кривых соответствуют отверстиям
отбора, доходящим до стенки диа-
фрагмы)

Чем меньше т и чем меньше l\/D = 1%/D, тем меньше разница
между коэффициентами расхода при угловом и фланцевом мето-
дах 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
при т < 0,45 коэффициенты отбора kq, 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 кру-
тизна кривых давления в местах отбора. При этом значение из-
меряемого перепада в значительной степени зависит от диаметра
отверстий для отбора давления, а также от правильного их место-
положения. При малых диаметрах трубы D не удается выдер-
жать необходимую небольшую ширину приемных отверстий, рав-
ную (0,01-0,02) D.

Достоинство теоретического метода отбора — пологость кри-
вых давлений в местах отбора. Благодаря этому допуск на рас-
стояния (1 и I2 до точек отбора большой и составляет ± (0,1-0,2) 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 по-
тому к увеличению коэффициента расхода.

Недостаток теоретического метода отбора — необходимость
сверления стенок трубы и зависимость места отбора давления р2
от отношения d/D.

При радиальном методе отбора при т < 0,55 благодаря по-
логости кривых давлений сохраняется достоинство теоретичес-
кого метода отбора. Кроме того, место отбора р2 не зависит от
отношения d/D. Недостаток метода — необходимость сверления
стенок трубы.

При фланцевом методе отбора давлений, кривизна кривых
давлений в точках отбора меньше, чем при угловом методе, но
больше, чем при теоретическом и радиальном. Давления отбира-
ются через просверленные отверстия во фланцах или же в обой-
мах, зажимаемых между фланцами.

Кривые распределения давления у сопел.
У стандартных сопел применяется лишь угловой метод отбора
давлений. Кривые распределения давлений показаны на рис. 12
[42], из которого следует, что величина относительного подпора
давлений 5j/Ay у них значительно больше, чем у диафрагм; это
объясняется меньшим значением перепада Ду (при одном и том
же ти). В связи с этим погрешность от увеличения диаметра от-
верстий или от смещения мест отбора давлений в ту или другую
Коэффициент распределения скоростей Лк. В общем случае
коэффициент kK определяется выражением

*к = у/1~Ц2т2 / jkb-kau.2m2.

Он зависит от коэффициентов Кориолиса или, иначе говоря,
от коэффициентов распределения скоростей в трубопроводе пе-
ред сужающим устройством ka и в суженной части потока kb.
Очевидно, 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

kK = kb^2.

Из этого выражения следует, что при малых т коэффициент
kK определяется только значением коэффициента Кориолиса kb.
Коэффициент Кориолиса определяется выражением

jfvfdf/v^f,

где f — площадь поперечного сечения потока; Uj — скорость i-й
частицы потока; иср — средняя скорость потока. Этот коэффи-
циент для осесимметричного потока зависит от числа Рейнольд-
са и от шероховатости трубы. Для гладких труб при увеличении
числа Рейнольдса от 6 103 до 3 • 106 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, имеющего 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 kK 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 ц 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 ламинар-
ном движении коэффициент kK может стать существенно больше
единицы.

Коэффициент потерь k^. С помощью коэффициента потерь
учитываются потери энергии в сужающем устройстве. Он зави-
сит согласно уравнению (28) от коэффициента сопротивления
Решая это уравнение относительно получим

^ = (/^2-1)(1-ц2т2).

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

k^= a/EjikEkvkK,

в котором ц/гЕ = 0,613 для диафрагм и p.kE = 1 для сопел.

Подставляя в это уравнение значения Е, и Ак из предыду-
щих выражений и значения а для стандартных диафрагм и со-
пел, найдем, что для диафрагм k^= 0,99, причем это значение
очень мало меняется с изменением т. Соответствующие значе-
ния коэффициента сопротивления £= 0,015-5-0,02. Для сопел же
имеем явно выраженную зависимость и 5, от т. С увеличени-
ем т от 0,1 до 0,5 коэффициент сопротивления возрастает прак-
тически линейно от 0,02 до 0,06, а коэффициент потерь умень-
шается от 0,99 до 0,96.

Значительные потери давления у сопла по сравнению с диаф-
рагмой объясняется большей поверхностью трения и возникно-
вением внутри сопла при срыве струи мертвой зоны (см. рис. 4),
в которой возникают вихри. Возрастание же Е, с ростом т у со-
пла происходит потому, что коэффициент Е, относится к кинети-
ческой энергии выхода ри2{,/2, в то время как в действительности
и трение, и срыв струи происходят при промежуточных скорос-
тях между va и vb; причем чем меньше т, тем дальше отстоит
среднее значение этих промежуточных скоростей от vb.

У диафрагмы же коэффициенты и весьма мало зависят
от т, так как соприкосновение жидкости с острой кромкой про-
исходит при скоростях, близких к vb.

1.4. КОЭФФИЦИЕНТ ИСТЕЧЕНИЯ С ДЛЯ ДИАФРАГМ И СОПЕЛ

Этот коэффициент для диафрагмы определяется выражением
С = 0,613 kykykfy а для сопла — выражением С =

= k^kyk^. Из рис. 13 следует, что коэффициент С у стандартных
диафрагм (пунктирные кривые), стандартных сопел (сплошная
кривая) и параболического сопла (штрихпунктирная кривая) силь-
но зависит от числа Рейнольдса Re в области малых и средних их
значений. В то же время в области больших чисел Re коэффици-
ент С почти не меняется. Характер зависимости С от Re позволя-
ет выделить три зоны.

3 П. П. Кремлевский
Рис. 13. Зависимость коэффициента истече-
ния С от числа Re для: стандартной диафраг-
мы (---); стандартного сопла (-); параболи-
ческого сопла (----------------)

Первая зона — самые
малые числа Re, где дви-
жение ламинарное. Выход-
ные струи полностью обте-
кают плоскости диафраг-
мы и сопла и = 1 не
только для сопел, но так-
же и для диафрагм.

Коэффициент С опреде-
ляется в этой зоне в основ-
ном коэффициентом потерь
k^, зависящим от коэф-
фициента сопротивления
£. Последний при ламинар-

ном движении обратно
пропорционален числу Re
согласно выражению £ =
= 64/Re. Подставляя это

значение в выражение (28) для и полагая в нем ц = = 1, полу-
чим соотношение

k^= [1 + 64/Re (1 - тп2)]-0,5,
которое при весьма малых числах Re можно записать в виде
~ ^Re(l-m2)/64.

Отсюда следует, что k^, 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 пре-
кращается обтекание задней плоскости, а затем появляется до-
полнительное сужение струи, которое при дальнейшем возраста-
нии числа Re приводит к уменьшению коэффициента С. Чем
меньше тп, тем сильнее проявляются силы инерции и поэтому
при меньших числах Re достигается максимум кривой С. Внача-
ле С уменьшается быстро, а затем все медленнее (по мере того
как дополнительное сужение стремится к определенному преде-
лу = 0,613). При дальнейшем увеличении числа Re появля-
ется третья зона, в которой коэффициент С практически не меня-
ется; причем чем больше тп, тем позже (при большем числе Re)
возникает эта зона. Зависимость коэффициента С в пределах дан-
ной зоны от отношения тп приведена на рис. 14. При тп < 0,45-5-0,5
для всех трех методов отбора С очень мало зависит от тп и имеет
в среднем значения 0,603 для углового, 0,604 для теоретического
и 0,605 для радиального отборов. При дальнейшем увеличении
тп коэффициент С при угловом методе снижается до 0,57-0,58
(вследствие возрастания подпо-
ра давления перед диафрагмой),
а при радиальном методе уве-
личивается до 0,61-0,62, пото-
му что в этом случае точка от-
бора Р2 оказывается на восхо-
дящей ветви кривой. Шерохо-
ватость трубопровода приводит
к заострению профиля скорос-
тей, что обусловливает умень-
шение подпора давления перед
диафрагмой и увеличение ко-
эффициента Кориолиса ka. В
связи с этим коэффициент ис-
течения несколько возрастает.

У стандартных сопел силы
инерции во второй зоне сказы-
ваются значительно слабее.

Рис. 14. Зависимость коэффициента ис-
течения С от т для диафрагмы при отбо-
рах:

1 — радиальном; 2 — по методу суженной
струи; 3 — угловом

После достижения некоторого значения числа Re происходит от-
рыв струи от входного закругления (см. рис. 4) и появляется
небольшое сужение струи, которое замедляет или приос-
танавливает возрастание С. При дальнейшем увеличении числа
Re точка отрыва сдвигается к входной стороне сопла, и расширя-
ющаяся в дальнейшем струя вновь достигает выходного отвер-
стия. При этом коэффициент С сравнительно круто возрастает и
наступает третья зона, в которой С практически сохраняет посто-
янное значение. Лишь при очень больших т = 0,6^0,67 между

второй и третьей зонами появляется после ступеньки вверх еще
небольшая ступенька вниз, что связано с соответствующим изме-
нением произведения k^kK также с изменением подпора.

У параболических сопел профиль очень плавный и отрыва
струи от стенки не происходит. Поэтому коэффициент С повсеме-
стно возрастает, но с увеличением числа Re темп возрастания

замедляется.

1.5. УСТРОЙСТВО СТАНДАРТНЫХ ДИАФРАГМ
И СОПЕЛ ИСА 1932

Чем лучше сужающее устройство сохраняет во всей области
измерения постоянство значения коэффициента истечения С, а
значит и коэффициента расхода а, тем точнее, при прочих рав-
ных условиях, будет результат измерения расхода. Известно не
так много типов сужающих устройств, которые удовлетворяют
этому требованию для той или другой области измерения расхо-
да. На рис. 13 видно, что так называемые стандартные диафраг-
мы и сопла сохраняют постоянство С при больших числах Рей-
нольдса Re, а так как именно эти числа характерны для газов и
Рис. 15. Стандартная диафрагма: а —
с точечным угловым отбором рг и Р2!
б — с камерным угловым отбором pj и Р2

пара, а также для большинства
не слишком вязких жидкостей,
то это и предопределило пре-
имущественное применение
данных сужающих устройств.

Международный стандарт
ИСО 5167 [54] регламентиру-
ет применение трех разновид-
ностей стандартной диафрагмы,
различающихся лишь местом
отбора давлений pi и р2- При
угловом способе отбор давле-
ний осуществляется непосред-

ственно у входной и выходной
плоскостей диска диафрагмы. При фланцевом методе отбор про-
изводится на расстояниях 25,4 мм (1") от этих плоскостей, а при
радиальном (трехрадиусном) методе отбор давления pi происхо-
дит на расстоянии 1^ = 0,9^1,17) от входной плоскости, а давления
Р2 — на расстоянии I2 = 0,57) (где D — внутренний диаметр тру-
бопровода) от выходной плоскости диска диафрагмы. Основной
метод отбора угловой (рис. 15). Во всех случаях диафрагма пред-
ставляет собой диск с круглым отверстием диаметром d в цент-
ре. Входной угол отверстия должен быть острым или равным
90°, без каких-либо дефектов, а ширина цилиндрического отвер-
стия е должна быть в пределах от 0,0057) до 0,027), где D —
внутренний диаметр трубопровода. Параметр шероховатости Ra
цилиндрического отверстия шириной е должен удовлетворять
неравенству Ra < 10-5 d, а поверхности входного торца диафраг-
мы — неравенству Ra < 10~4d в пределах круга диаметром не
менее 7), концентричного отверстию диафрагмы. Входная кромка
считается острой, если радиус закругления кромки rK < 0,0004d.
При d > 25 мм это подтверждается отсутствием отражения светово-
го луча от входной кромки. При d < 25 мм внешний осмотр недо-
статочен (см. п. 1.8). При небольших значениях 7) (7) < 500 мм)

ширина е получается очень малой и диафрагма такой толщины

может деформироваться не только при гидравлических ударах,
но и под влиянием перепада давления Др. Во избежание этого
разрешается увеличивать толщину диска диафрагмы Е до значе-
ния 0,057), осуществляя с помощью выходного конуса с углом
45° переход от ширины е к толщине Е. При 50 < D < 64 мм
допускается Е до 3,2 мм. Кроме того, толщину Е диафрагмы надо
проверить на отсутствие деформации по формуле

E>D

АРпр
от

(0,681-0,6510),
где ДРпр — предельное значение перепада давления на диафраг-
ме; от — предел текучести материала диафрагмы при рабочей
температуре [для большинства марок сталей ат = (220-S-300) МПа].

За значение диаметра d отверстия надо принимать среднее
значение не менее четырех измерений диаметра, расположенных
под приблизительно равными углами. Результаты отдельных
измерений не должны отличаться от среднего значения более чем
на 0,05 %. Значения е или Е, измеренные в любом месте, не
должны различаться между собой более чем на 0,001 D.

При угловом методе возможны два варианта отбора давле-
ний: точечный (рис. 15, а) с помощью двух отверстий, просвер-
ленных во фланце трубопровода, и камерный (рис. 15, б). В послед-
нем случае диск диафрагмы зажимается между двумя кольце-
выми обоймами, в которых проточены прямоугольные кольцевые
-камеры. В камеру давления и Р2 поступают через кольцевые
щели толщиной с и через отдельные отверстия, расположенные
на внутренней поверхности каждой из обойм, имеющей диаметр
DK, удовлетворяющий неравенству D < DK < 1,0 D, где D — внут-
ренний диаметр трубопровода. Из кольцевых камер производит-
ся отбор усредненных давлений р\ и р%-

Учитывая резкое изменение давлений р± к Р2 вблизи плоско-
стей диафрагмы, диаметр отверстий с (рис. 15, а), а также ширину
кольцевых щелей или отверстий для отбора (рис. 15, б) надо брать
по возможности меньше. Согласно стандарту 5167 для Р < 0,65
требуется иметь с в пределах от 0,005 D до 0,030, а для Р > 0,65 —
в пределах от 0,010 до 0,020.

Вместе с тем, чтобы слишком малые отверстия не засорялись,
размер с никогда не должен быть меньше 1 мм, а для пара и
сжиженных газов — не меньше 4 мм (при отборе давлений через
отдельные отверстия). Верхний же предел с во всех случаях — не
более 10 мм.

Все указанные значения относятся к чистым измеряемым
'Веществам.

Для эффективности усреднения р^ и Р2 надо, чтобы площадь
сечения кольцевой камеры ab была не менее половины площади
кольцевой щели FDC или площади отверстий nf, где п — число
отверстий и f — площадь одного отверстия. Наименьшее число
отверстий, расположенных на равном расстоянии друг от друга,
равно четырем. Ширина корпуса кольцевой камеры I не должна
быть более 0,5.0. При трубах, имеющих О более 400-500 мм, при-
менять кольцевые камеры нерационально из-за их большой мас-
сы. В этих случаях необходимое усреднение давлений р^ и Р2
достигается путем четырех отдельных сверлений отверстий, рас-
положенных до и после диска диафрагмы на равных расстояни-
ях Друг от друга, которые с помощью трубок соединяются в два
расположенных снаружи коллектора, откуда и отбираются ус-
редненные давления р\ и Р2-
Отбор давления в двух точках (рис. 15, а) пригоден только для
осесимметричных потоков, которые образуются лишь при доста-
точно длинном прямолинейном участке трубопровода. Поэтому
в большинстве случаев камерный отбор давления обеспечит боль-
шую точность отбора. Другой недостаток точечного отбора —
невозможность обеспечить перпендикулярность отверстий свер-
ления к оси трубопровода у диска диафрагмы.

Конструкция камерной диафрагмы, показанной на рис. 15, б,
целесообразна при давлениях до 10 МПа. Для давлений до 20 МПа
имеются конструкции фланцев, в которых вытачиваются усред-
няющие камеры, сообщающиеся через пазы с пространствами до
и после дисковой диафрагмы, зажимаемой между фланцами. При
еще более высоких давлениях применяют линзовые уплотнения.

Диафрагма с фланцевым отбором давлений показана на рис. 16.
Номинальные расстояния осей отверстий отбора давления li и Z2
после диафрагмы равны 25,4 мм. Они должны быть выдержаны с
допуском ±0,5 мм при D < 150 мм и р > 0,6. Во всех остальных
случаях, т. е. при Р < 0,6 или Р > 0,6 и 150 < D < 1000 мм, имеется
допуск ±1 мм. Диаметры отверстий для отбора давлений должны
быть не более 0,130 и не более 13 мм. Минимальный диаметр
отверстий определяется вероятностью засорения и обеспечени-
ем удовлетворительных динамических характеристик. Кромки
отверстий должны быть заподлицо с внутренней поверхностью
трубопровода.

У диафрагмы с радиальным (трехрадиусным) отбором давле-
ний номинальное расстояние 1\ от диафрагмы до оси отверстия
для отбора давления Pi равно 1D, но может находиться в преде-
лах от 0,9.0 до 1,10. Номинальное расстояние Z2 от диафрагмы до
оси отверстия для отбора давления р2 равно 0,50, но может нахо-
диться в следующих пределах:

от 0,480 до 0,52.0 при Р < 0,6;

от 0,490 до 0,510 при Р > 0,6.

Требования к размерам отверстий для отбора давлений те же,
что и для фланцевого метода, поэтому диаметры отверстий не
должны превосходить 0,13.0 и 13 мм.

При недостаточной длине прямых участков трубопровода и
необходимости усреднения давлений pi и р2 при фланцевом и

Рис. 16. Диафрагмы с фланцевым отбором давления: а — во
фланцах; б — в обойме
трехрадиусном методах каждое из давлений р^ и Р2 отбирается
через четыре отверстия, расположенных на равном расстоянии друг
от друга и соединенных трубками с наружными коллекторами.

Достоинства фланцевого и особенно трехрадиусного методов
заключаются в большей пологости кривых давлений в местах
отбора по сравнению с угловым методом и отсутствии в связи с
этим необходимости применения малых диаметров отверстий для
отбора давлений.

Для установки и выемки диафрагм без выключения трубо-
провода разработаны особые устройства. Они состоят из камеры,
снабженной фланцами для установки в трубопроводе. Камера
имеет две полости: нижнюю, в которой размещается дисковая
диафрагма, и верхнюю, отделенную от нижней разделительным
краном. Для выемки диафрагмы открывают клапан, выравнива-
ющий давление в обеих полостях, после чего поворотом раздели-
тельного крана соединяют полости друг с другом. Затем (с помо-
щью двойной рейки и шестерни) диафрагма перемещается из
нижней полости в верхнюю. Последняя отключается краном от
нижней, а давление в ней снижается до атмосферного. Открыва-
ют крышку верхней камеры и вынимают диафрагму. Для цент-
ровки и уплотнения диафрагмы при ее установке нижний край
диафрагмы вводят в прорезь кольца круглого сечения, изготов-
ленного из особой резины. Предложены и другие конструкции
устройств для смены диафрагм.

Профиль стандартного сопла ИСА 1932 по ГОСТ 8563-97 и
ИСО 51679 показан на рис. 17. Сопло состоит из плавно сужаю-
щейся входной части, образованной дугами двух радиусов q =
«4^/5 и Г2 = d/З, и цилиндрической части на выходе длиной I = 0,3d.
Общая длина сопла равна 0,6041d. Кроме того, для предохране-
ния выходной кромки сопла, которая должна быть острой (без
заусенцев, фасок или вмятин), служит защитный кольцевой выс-
туп, имеющий длину не более 0,03d и внутреннюю расточку диа-
метром l,06d. При d/D < 2/3 дуга радиусом гх = d/5 по каса-
тельной сопрягается с входной плоскостью сопла (рис. 17, а), об-

Рис. 17. Стандартное сопло: а — при т < 0,444; б — при
т > 0,444
разуя входную торцевую плоскость сопла. При d/D = 2/3 шири-
на этой плоскости внутри трубопровода равна нулю, а при d/D >
> 2/3 точка сопряжения выходит за пределы внутреннего диа-
метра трубы, что вынуждает плоскую часть сопла делать усечен-
ной (рис. 17, б), а общую длину сопла меньше, чем 0,6041d.

Допуск на радиусы и г2 равен ±10 % при Р < 0,5 и ±3 %
при Р> 0,5. Центр окружности радиусом ri находится на рассто-
янии 0,2d от входного торца (неусеченного) и на расстоянии 0,75d
от оси сопла. Центр окружности радиусом Г2 (12 + V39) d/60 =
= 0,304Id от входного торца (неусеченного) и на расстоянии 5d от
оси сопла. Толщина фланца сопла S не более 0,1Р. Горловина
сопла длиной 0,3d должна быть цилиндрической. Результаты из-
мерения диаметра d в любом сечении цилиндрической части не
должны отличаться от среднего значения более чем на 0,5 %.
Среднее значение d определяют в результате измерения не менее
чем четырех диаметров, равноотстоящих друг от друга. Значения
любых двух диаметров сужающейся входной части сопла, изме-
ренные в одной плоскости, перпендикулярной к оси сопла, не дол-
жны различаться более чем на 0,1 % от их среднего значения.
Параметр шероховатости поверхности входного торца сопла и
горловины сопла Ra должен быть не более 10-4d. Для отбора дав-
ления pi перед соплом применяют только угловой метод отбора,
а для отбора давления р2 после сопла наряду с угловым разреша-
ется отбор давления р2 на небольшом расстоянии Z2 от входного
торца сопла, которое должно быть не более 0,2.0 при Р> 0,67 и не
более 0,10 при Р < 0,67. При этом диаметры отверстий для отбо-
ра должны быть не более 0,130 и 13 мм. При угловом же методе
отбора справедливы все указания, сделанные выше для диафрагм,
и в том числе рекомендация по применению камерного отбора,
способствующего усреднению давлений pi и р2.

По сравнению со стандартными диафрагмами сопла имеют
следующие преимущества. Благодаря отсутствию входной ост-
рой кромки сопла значительно лучше сохраняют постоянство
коэффициентов истечения С и расхода а, иными словами, облада-
ют хорошей износоустойчивостью. Шероховатость трубопровода
влияет на значение исходных коэффициентов С и а у сопел мень-
ше, чем у диафрагм. То и другое делает особенно целесообраз-
ным применение сопел для труб небольших диаметров: D =
= 504-200 мм. Кроме того, потеря давления у сопел несколько мень-
ше, чем у диафрагм, а коэффициент сужения Ц = 1, благодаря
чему коэффициенты С и а больше, чем у диафрагм. Поэтому при
одном и том же предельном перепаде дифманометра сопла из-
меряют на 70 % большие расходы, чем диафрагмы. Погрешность
исходного значения коэффициента истечения 8с у сопел на 0,2-
0,3 % выше, чем у диафрагм. Это компенсируется меньшей по-
грешностью коэффициента расширения 8е. Но диафрагмы имеют
более широкую сферу применения, особенно в области больших
чисел Re. Кроме того, значения коэффициентов С и а экспери-
ментально определены для диафрагм у труб, имеющих D от 50 до
1000 мм, а у сопел — лишь до 500 мм. Из этого сравнения вытека-
ет, что в очень многих случаях в трубопроводах диаметром, не
превосходящим 500 мм, и для чисел Рейнольдса, не превосходя-
щих Ю7, сопла имеют определенные преимущества перед диаф-
рагмами. И несколько большая сложность изготовления сопел
ие может служить оправданием для сравнительно малого их при-
менения. Но необходимо изготовить металлический шаблон по
профилю входной части сопла, чем пользуются при обработке
сопла на токарном станке и при последующей контрольной про-
верке сопла.

1.6. ИСХОДНЫЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ ИСТЕЧЕНИЯ
И РАСХОДА СТАНДАРТНЫХ ДИАФРАГМ И СОПЕЛ

Значения коэффициентов истечения и расхода стандартных
диафрагм и сопел, применяемых в настоящее время, определены
экспериментально рядом исследователей [54, 101, 109—111] в
конце 1920-х и начале 1930-х годов. При теоретическом опреде-
лении этих значений не обеспечивается требуемая точность. Боль-
шой объем проведенных опытов все же ограничен конкретными
диаметрами D трубопроводов и диаметрами d отверстий диаф-
рагм и сопел и в еще большей степени видами и параметрами
протекающих веществ (вода, воздух и т. д.). Но все эксперименты
проводили на длинных прямолинейных участках труб, обеспечи-
вавших образование осесимметричных потоков, причем трубы
были гладкими, без шероховатостей. Воспользоваться же резуль-
татами этих опытов для определения значений коэффициентов
Для диафрагм и сопел, имеющих любые значения d и установ-
ленных в трубах любого диаметра D (в границах проведенных
Опытов), по которым протекает любое вещество, помогла теория
подобия.

Из теории следует, что коэффициенты истечения и расхода
сужающего устройства, установленного в гладкой трубе на пря-
молинейном ее участке, обеспечивающем образование осесиммет-
ричного потока, зависят лишь от двух параметров: геометричес-
кого подобия формы сужающих устройств и гидродинамическо-
го подобия потоков. Первое определяется равенством относитель-
ных диаметров Р или площадей т для каждой разновидности
сужающего устройства и отсутствием нарушения их формы вслед-
ствие изнашивания, второе же — равенством чисел Рейнольдса
Re протекающих веществ. Коэффициенты истечения и расхода,
установленные в гладких трубах, целесообразно называть исход-
ными, чтобы отличить их от шероховатых труб, а для расчетов
применяют произведение СКШ, где — поправочный множи-
тель на шероховатость, зависящий от относительной шероховато-
сти трубы (Яш/В), где Дш — параметр эквивалентной шерохова-
тости трубопровода. Чем больше Rm/D, тем сильнее заостряется
профиль скоростей и тем выше значение Кш (больше единицы).

У сопел влияние шероховатости трубы на С и а меньше, чем у
диафрагм, а трубы, имеющие D > 300 мм, считаются гидравличес-
ки гладкими, и влиянием шероховатости пренебрегают, как для
сопел, так и для диафрагм, и для D > 300 мм множитель Кш = 1.
Также и при Re < 1000 или при Кш < 1,0005.

У стандартных диафрагм при d < 125 мм помимо множителя
вводят еще множитель Ка (тоже больший единицы) на неизбеж-
ное притупление входной острой кромки. С учетом поправочных
множителей Кш и Кп имеем для диафрагм произведение СКшКп.

При международной организации по стандартизации (ИСО)
существует технический комитет ТК-30, который обобщает ре-
зультаты экспериментальных работ по сужающим устройствам
и рассылает соответствующие рекомендации отдельным странам.
Этот же комитет — автор международного стандарта 5167 по
сужающим устройствам. В нашей стране на основании рекомен-
даций ТК-30 ИСО были изданы последовательно следующие нор-
мы по стандартным сужающим устройствам: Правила № 169 в
1938 г., Правила 27-54 в 1954 г., Правила 28-64 в 1964 г., Прави-
ла РД 50-213-80 в 1982 г. и правила в 1998 г., получившие ранг
стандарта ГОСТ 8.563.1,2,3-97 «Измерение расхода и количе-
ства жидкостей и газов методом переменного перепада давле-
ния».

Характерная для стандартных диафрагм и сопел очень малая
зависимость С и а при больших числах Re (примерно при Re > 105)
обусловила широкую возможность их применения, так как в боль-
шинстве промышленных случаев потоки пара и газа, а также
воды и других невязких веществ имеют большие числа Re. Учи-
тывая это, в Правилах № 169, Правилах 27-54 и Правилах 28-64
были составлены таблицы зависимости а от т, а также соответ-
ствующие графики, которые и были положены в основу расчета.
Чем меньше т, тем ранее (при меньших числах т) начинается
зона допустимого постоянства значений а. Таблицы этих гра-
ничных чисел, обозначенных через Rerp, приведены в упомяну-
тых трех правилах. Для диафрагм Rerp возрастает от 22 000 при
т = 0,05 до 24 000 при т = 0,6. Кроме того, в правилах 27-54 и
28—64 разрешен небольшой заход в область чисел Re < Rerp до
чисел, обозначаемых как минимально допустимые Remin. Но в
области Remin < Re < Rerp вводилась небольшая поправка к чис-
лу Re или в виде множителя k^e или в виде слагаемой поправки.
Расчеты диафрагм и сопел с помощью указанных правил были
очень простыми. Но с развитием ЭВМ потребовались не таблич-
ные, а аналитические зависимости С от Р (или т). Эта задача
была решена Штольцем. Ему удалось результаты ранее получен-
ных экспериментальных значений С для стандартных диафрагм
дать в виде одной интерполяционной формулы не только для
всех допустимых значений Р и чисел Re, охваченных опытами, но
даже и для всех методов отбора: углового, фланцевого и радиаль-
ного (трехрадиусного). Эта формула имеет следующий вид:

С = 0,5959 + 0.0312Р2’1 - 0,1840₽8 + 0,0029Р2’5(106 /Re)0’75 +

+ О.ОЭО^р4 (1 - р4 )-1 - 0,0337Ь2р3 . (34)

где Li = Z1/-D — отношение расстояния от входного торца диаф-
рагм до оси отверстия для отбора давления к диаметру трубы;
£2 = 12/D — отношение расстояния от выходного торца диафраг-
мы до оси отверстия для отбора давления р2 к диаметру трубы.

Формула Штольца для углового отбора давлений принимает
вид

С = 0,5959 + 0.0312Р2’1 - 0Д840Р8 + 0,0029р2’5 (106 /Re)0’75.

(35)

Стандартные диафрагмы и формулы Штольца имеют следую-
щие границы применения: d > 12,5 мм; 50 < D < 1000 мм. Наи-
меньшее допустимое число Remjn зависит от метода отбора давле-
ний, при угловом Remin = 5000 при 0,2 < Р < 0,45 и Remin = 1000
при Р > 0,45, а при фланцевом и радиальном Remin = 1260 Р2О.

Допустимые значения Р при фланцевом и радиальном мето-
дах определяются неравенством 0,2 <Р< 0,75, которое междуна-
родный стандарт 5167 предлагает распространить и на угловой
метод, хотя до этого предложения при угловом методе всегда раз-
решалось иметь р вплоть до 0,8.

Предельная относительная погрешность исходного коэффици-
ента истечения диафрагм 5С = ±0,6 % при Р < 0,6 и 5С ± Р % при
Р > 0,6, если погрешности р, Re, D и Яш/Л равны 0.

Допустимая относительная шероховатость трубопровода R^JD
для всех методов отбора давлений одинакова и в зависимости от
Р выражается следующими значениями:

р......... 0,30 0,32 0,34 0,36 0,38 0,40 0,45 0,50 0,60 0,75

104 /£>... 25 18,1 12,9 10,0 8,3 7,1 5,6 4,9 4,2 4,0

При большей относительной шероховатости надо умножать С
на поправочный множитель Кш. Что касается поправки на при-
тупление входной острой кромки диафрагмы, то в ИСО 5167 нет
ответа на этот вопрос. Но притупление кромки неизбежно в про-
цессе изготовления и эксплуатации, и следует либо применять
множитель Кп, учитывающий реальную степень притупления, либо,
что лучше, применять при d < 125 мм износоустойчивое сужаю-
щее устройство — стандартное сопло или же диафрагму с напе-
ред притупленной входной кромкой, называемую износоустойчи-
вой диафрагмой.

Значения С, даваемые формулой Штольца для диафрагм с уг-
ловым методом отбора давлений, отличаются от эксперименталь-
ных данных, приводимых в прежних рекомендациях ИСО и на-
ших правилах, в среднем не более чем на ±0,1 %. Но при боль-
Значения а для диафрагм с угловым способом отбора Др

2 т п • Р2 Значения а при Re, равном
104 2 • 104 ЗЮ4 5 • 104 105 10е 10’ 10е
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
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

Продолжение табл. 1

т2 т = р2 Значения а при Re, равном
104 2 • 104 ЗЮ4 5 104 10® 10® 10’ 10®
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
Сравнение К„ и Кш по РД 50-213—80 и ГОСТ 8.563.1—97 и методические
погрешности РД по расходу 69 и коэффициентам К„ и Кш — и 8К

₽ К п Re 8 ,% 9 ®A„-% 6кш’ %
РД ГОСТ1 РД Г0СТ1
D = 50 мм
0,2 1,02138 1,03024 5000 1,00269 1,00000 0,593 0,86 -0,27
1,02138 1,03024 105 1,00269 1,00000 0,593 0,86 -0,27
1,02138 1,03024 10® 1,00269 1,00000 0,593 0,86 -0,27
0,3 1,02024 1,02649 5000 1,00348 1,00000 0,263 0,61 -0,35
1,02024 1,02649 105 1,00348 1,00000 0,263 0,61 -0,35
1,02024 1,02649 10® 1,00348 1,00000 0,314 0,61 -0,30
0,4 1,01786 1,02099 5000 1,00549 1,00000 -0,241 0,31 -0,55
1,01786 1,02099 10® 1,00549 1,00122 -0,119 0,31 -0,43
1,01786 1,02099 10® 1,00549 1,00162 -0,79 0,31 -0,39
0,5 1,01588 1,01719 104 1,00807 1,00000 -0,657 0,13 -0,81
1,01588 1,01719 10® 1,00807 1,00297 -0,359 0,13 -0,51
1,01588 1,01719 10® 1,00807 1,00396 -0,26 0,13 -0,41
0,6 1,01393 1,01443 104 1,01122 1,00000 -1,07 0,05 -1,12
1,01393 1,01443 10® 1,01122 1,00616 -0,453 0,05 -0,50
1,01393 1,01443 10® 1,01122 1,00822 -0,248 0,05 -0,30
0,75 1,01224 1,01145 104 1,01702 1,00000 -1,78 -0,08 -1,70
1,01224 1,01145 10® 1,01702 1,01504 -0,273 -0,08 -0,20
1,01224 1,01145 10® 1,01702 1,02006 0,22 -0,08 -0,30
D= 100 MM
0,2 1,01788 1,02099 5000 1,00144 1,00000 0,161 0,30 -0,14
1,01788 1,02099 10® 1,00144 1,00000 0,161 0,30 -0,14
1,01788 1,02099 10® 1,00144 1,00000 0,161 0,30 -0,14
0,3 1,01488 1,01443 5000 1,00248 1,00000 -0,292 -0,04 -0,25
1,01488 1,01443 10® 1,00248 1,00000 -0,292 -0,04 -0,25
1,01488 1,01443 10® 1,00248 1,00051 -0,241 -0,04 -0,20
0,4 1,01171 1,01068 5000 1,00395 1,00000 -0,497 -0,10 -0,40
1,01171 1,01068 10® 1,00395 1,00122 -0,375 -0,10 -0,27
1,01171 1,01068 10® 1,00395 1,00162 -0,335 -0,10 -0,23
0,5 1,00890 1,00826 104 1,00583 1,00000 -0,647 -0,06 -0,58
1,00890 1,00826 10® 1,00583 1,00297 -0,349 -0,06 -0,29
1,00890 1,00826 10® 1,00583 1,00398 -0,250 -0,06 -0,18
0,6 1,00675 1,00658 104 1,00814 1,00000 -0,831 -0,02 -0,81
1,00675 1,00658 10® 1,00814 1,00616 -0,214 -0,02 -0,20
1,00675 1,00658 10® 1,00814 1,00822 -0,009 -0,02 0,008
0,75 1,00480 1,00483 104 1,01237 1,00000 -1,23 0,003 -1,24
1,00480 1,00483 10® 1,01237 1,01504 0,266 0,003 0,26
1,00480 1,00483 10® 1,01237 1,02006 0,757 0,003 0,75
D == 200 мм
0,2 1,00974 1,01068 5000 1,00070 1,00000 0,023 0,093 -0,07
1,00974 1,01068 10® 1,00070 1,00000 0,023 0,093 -0,07
1,00974 1,01068 10® 1,00070 1,00000 0,023 0,093 -0,07
Продолжение табл. 2

₽ к п Re к Ш 6,% 9 6X,.%
РД Г0СТ1 РД Г0СТ1
0.3 1,00656 1,00658 5000 1,00121 1,00000 -0,119 0,002 -0,12
1,00656 1,00658 10s 1,00121 1,00000 -0,119 0,002 -0,12
1,00656 1,00658 10® 1,00121 1,00051 -0,068 0,002 -0,02
0.4 1,00379 1,00439 5000 1,00191 1,00000 -0,131 0,006 -0,19
1,00379 1,00439 10® 1,00191 1,00122 -0,009 0,006 -0,07
1,00379 1,00439 10® 1,00191 1,00162 -0,031 0,006 -0,03
0,5 1,00190 1,00303 IO4 1,00282 1,00000 -0,169 0,11 -0,28
1,00190 1,00303 105 1,00282 1,00297 -0,120 0,11 -0,015
1,00190 1,00303 10® 1,00282 1,00396 -0,226 0,11 -0,11
0,6 1,00085 1,00210 104 1,00392 1,00000 -0,267 0,12 -0,39
1,00085 1,00210 10® 1,00392 1,00616 -0,347 0,12 -0,22
1,00085 1,00210 10® 1,00392 1,00822 -0,551 0,12 -0,43
0,75 1,00000 1,00000 104 1,00596 1,00000 -0,596 0 -0,596
1,00000 1,00000 10= 1,00596 1,01504 0,895 0 0,895
1,00000 1,00000 10® 1,00596 1,02006 1,382 0 0,382
D= 300 MM
0,2 1,00571 1,00658 1,00000 1,00000 0,086 0,086 0
0,3 1,00280 1,00364 1,00000 1.00000 0,084 0,084 0
0,4 1,00104 1,00210 1,00000 1,00000 0,106 0,106 0
.0,416 1,00086 1,00191 1,00000 1,00000 1,105 1,105 0
D = 400 MM
0,2 1,00433 1,00439 1,00000 1,00000 0,006 0,006 0
0,3 1,00028 1,00210 1,00000 1,00000 0,182 0,182 0
0,312 1,00000 1,00191 1,00000 1,00000 0,191 0,191 0
D ~ 500 мм
•0,2 1,00270 1,00303 1,00000 1,00000 0,033 0,033 0
0,25 1,00000 1,00191 1,00000 1,00000 0,191 0,191 0
Прим е ч а н и е. Количество значащих цифр при расчете и Кш выбрано из соображений.
связанных с необходимостью проиллюстрировать границу значений К £ 1,0005, по достижению
которой Х1п = 1.

ших числах Re и средних 0 расхождение достигает 0,22 %. Наи-
большее же отклонение, равное 0,37 %, имеется при Re = 2 • 104 и
m = 02 = 0,64 [53]. В связи с этим лучше воздержаться от приме-
нения больших р при Re = 2 • 104.

Для исходного коэффициента истечения С стандартных сопел
(сопел ИСА 1932) формула Штольца в зависимости от Р и числа
Re имеет следующий вид*:

С = 0,9900-0,2262р4Д -(0.00175Р2 -О,О933Р4Д5)(1О6 / Re)1,15.

_________ (36)

* В Изменении № 1 ИСО (документ № 285 от 02.10.95) формула Штольца для
коэффициента истечения С заменена формулой Ридера—Харриса /Галлахера, да-
ющей несколько иной результат. — Науч. ред.
Стандартные сопла (сопла ИСА 1932) имеют границы приме-
нения: 50 < D < 500 мм и 0,3 < 0 < 0,8. Допустимые числа Рей-
нольдса: 7 • 104 < Re < 107 при 0,30 < 0 < 0,44 и 2 • 104 < Re < 107
при 0,44 < 0 < 0,8.

Предельная относительная погрешность исходного коэффици-
ента истечения сопел 8^ = ±0,8 % при 0 < 0,6 и 8с = ±(20 - 0,4) %
при 0 > 0,6. Допустимая относительная шероховатость трубо-
провода _йш / D в зависимости от 0 выражается следующими зна-
чениями:

р........ 0,35 0,36 0,38 0,40 0,42 0,44 0,46 0,48 0,50 0,60 0,70 0,77 0,80

1О'*7?Ш/Г» 25 18,6 13,5 10,6 8,7 7,5 6,7 6,1 5,6 4,5 4,0 3,9 3,9

Исходя из значений С, определяемых по формулам, в табл. 1
приведены значения коэффициента расхода а в зависимости от
0(т) и числа Re. В табл. 2 приведены данные Кш и Кп и их
погрешности из стандартов РД50-213-80 и ГОСТ 8.563-97 [23].

1.7. ВЛИЯНИЕ ШЕРОХОВАТОСТИ ТРУБОПРОВОДА

НА КОЭФФИЦИЕНТЫ ИСТЕЧЕНИЯ С ДИАФРАГМ И СОПЕЛ

Относительная шероховатость Rm/D труб, имеющих неболь-
шие и средние диаметры, в большинстве случаев превосходит
приведенные выше предельные значения R^/D, допускающие оп-
ределение коэффициентов истечения С без поправки на шерохо-
ватость. С ростом же Rm/D заостряется профиль скоростей и
возрастают С и а. Для учета этого умножают С на поправочный
коэффициент Кш > 1, значение которого возрастает с ростом 0 в
соответствии с [54] по формуле

Кш = 1 + 04roARe, (37)

где ARe = l-(lgRe-6)2 /4при 104 < Re < 106, ARe = 1 при Re >
> 106; для диафрагм: r0 = 0,071g (Дш104/Л) - 0,04; для сопел
ИСА 1932 и Вентури: г0 = 0,045 1g (ЯЦ1104/П) - 0,025.

Из уравнения (37) следует, что-Кщ, мало отличающееся от еди-
ницы при 0 = 0,2+0,3, очень сильно возрастает с ростом 0. Оце-
ним значение Кш при среднем 0 = 0,6 и при Re > 106. Для самого
малого диаметра D = 50 мм и при очень большом параметре
шероховатости = 0,5+1 мм имеем Кш = 1,025+1,035. При D =
= 200 мм только при = 2 мм получаем Кш = 1,025. Но при Re =
= 105 произведение 04го надо умножать на 1,25.

В приведенных формулах для трубопроводов с естественной
шероховатостью значение определяют в зависимости от коэф-
фициента гидравлического трения 1 в трубопроводе и числа Re
по формуле Коулбрука

/ D = 3,71 • 10"1/(2^ - 9,34 /ReVI.
Коэффициент же X определяют экспериментально по уравне-
нию

X = 2ApTD/(l6ppv2),

где Дрт — перепад давления в трубопроводе на длине 1^ перед
сужающим устройством; v — средняя скорость в трубопроводе.

Погрешность множителя Кш зависит от погрешности опреде-
ления коэффициента X.

Если погрешность X не более 10 %, то погрешность Кш опреде-
ляют формулой

8КШ = 0,5 (Кш - 1) 100 %. (38)

Если экспериментально определить коэффициент X нельзя, то

8КШ = (Кш - 1) 100 %. (39)

Дополнительные сведения о влиянии шероховатости можно
найти в ГОСТ 8.563-97, там приведена следующая формула:

Дш104 / D < ioW(1O₽4)+8] ! 14

1.8. ПРИТУПЛЕНИЕ ВХОДНОЙ КРОМКИ ДИАФРАГМЫ
ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ

Входная острая кромка диафрагмы неизбежно притупляется
под влиянием трения о нее потока жидкости, газа или пара, дви-
жущегося с достаточно большой скоростью. В результате входная
кромка теряет свою остроту и начинает закругляться и ее поверх-
ность в зависимости от случайных свойств материала или приме-
сей в потоке принимает круговую, эллипсоидальную или оваль-
ную форму, оцениваемую условным средним радиусом закруг-
ления гк. Неизбежным следствием этого будут уменьшение до-
полнительного сужения (возрастание значения коэффициента су-
жения ц) струи, увеличение площади ее горла, а значит и
уменьшение выходной скорости и соответствующее снижение из-
меряемого перепада давления при одновременном росте коэффи-
циента расхода а. Возникающая при этом погрешность измере-
ния расхода зависит от радиуса закругления гк, определяемого дли-
тельностью эксплуатации диафрагмы, и от диаметра d ее отвер-
стия и в меньшей степени от свойств измеряемого вещества (жид-
кости, газа, пара), если оно достаточно чистое. Очевидно, что при
одной и той же степени притупления, т. е. при одном и том же гк,
его влияние на поток будет тем сильнее, чем меньше поперечное
сечение потока, т. е. чем меньше d. Это же вытекает и из следую-
щих соображений. Длина притупляемой кромки L = nd, а площадь
струи F = nd2/4. Чем больше отношение L/Fo = 4/d, т. е. чем
меньше d, тем сильнее влияние притупления кромки на поток.

4 П. П. Кремлевский
К сожалению, стандарт ИСО 5167 совершенно игнорирует воп-
рос о притуплении входной кромки в процессе эксплуатации, пре-
доставляя его решение национальным нормам и правилам. Еще
в середине XX века в немецких нормах DIN был предложен вари-
ант решения этого вопроса, заключающийся в умножении коэф-
фициента расхода а на поправочный множитель Кп > 1, и была
дана графическая зависимость Кп от т = р2 для шести значений
D (50, 80, 100, 150, 200 и 300 мм) в виде отдельных кривых. Эти
графические зависимости Кп от т и d были повторены в наших
правилах 27-54 и 28-64, а в правилах РД 50-213-80 были даны
аналитические выражения этих зависимостей (Кп от т и d).

В 1955 г. [011, с. 23-24] была выполнена обработка этих гра-
фических зависимостей, которая показала, что/Сп зависит только
от d и выражается формулой Кп = 1 + KJd, причем для всех d от
20 до 75 мм значение К а ~ 0,4. Для всех d > 75 мм погрешность
определения Кд по графикам слишком велика. Одновременно
обработка кривых показала, что при d > 125 мм поправкой Кп
можно пренебречь.

Но метод учета притупления кромки, предложенный DIN,
нельзя признать удовлетворительным. Он предлагает постоян-
ной величиной Кп компенсировать переменный износ входной
кромки, что невозможно.

В первое время эксплуатации диафрагмы введенная поправка,
например Ки = 1,015, создает систематическую погрешность из-
мерения расхода, равную +1,5 %. Постепенно по мере затупле-
ния эта погрешность будет уменьшаться, а затем при длительной

эксплуатации возникает уже отрицательная погрешность.

Существенный вклад в решение проблемы внес германский ис-
следователь Гернинг [50]. Он экспериментально установил зависи-
мость Кп аг rK/d, изготовив ряд диафрагм с различными rK/d

Рис. 18. Зависимость поправочного множи-
теля К„ на притупление кромки от относи-
тельного радиуса rK / d ее закругления

и испытав их на расходомер-
ной установке. Эта зависимость
для стандартной диафрагмы
представлена на рис. 18. Из
него следует, что значения Ка,
приводившиеся в наших пра-
вилах, соответствуют радиу-
сам гк, лежащим в пределах
0,06-0,08 мм. Из рис. 18 вы-
текает также важный вывод
о том, что при rK/d < 0,0004
множитель Кп практически
равен единице. Именно это
неравенство и принято в ка-
честве критерия оценки ост-
роты входной кромки в меж-
дународном стандарте 5167.
Этим же ученым был разра-
ботан метод измерения
радиуса гк с помощью
отпечатка на фольге.
Метод измерения гк с по-
мощью слепка с входной
кромки описан в работах
[1, 45], а с помощью от-
печатка на фольге — в
работе [18].

Оставался нерешен-
ным последний и самый
важный вопрос. Как

изменяется радиус рис jg_ Зависимость радиуса закругления гк
закругления ВХОДНОЙ кромки диафрагмы от длительности ее эксплуа-
кромки в процессе экс- тации

плуатации?

На рис. 19 показана зависимость гк от срока эксплуатации диаф-
рагм, работавших на воде, газе и паре, полученная X. А. Алланиязо-
вым. Радиусы закругления гк определяли с помощью слепков из
пластмассы [1, 3]. Несколько позднее ГО. М. Муниров выполнил
аналогичные эксперименты по определения гк диафрагм, рабо-
тавших на нефтеперегонном заводе не только на газе и паре, но
также на различных углеводородных веществах (бензине, бутане,
газойле и т. д.). Радиусы закругления определяли с помощью
отпечатков на особом приспособлении [18]. Кривая, полученная
Мунировым, в пределах точности эксперимента совпадает с кри-
вой на рис. 19. Анализ полученной зависимости гк от срока экс-
плуатации позволяет сделать ряд выводов.

1. Начальный радиус гк диафрагмы обычно лежит в пределах
0,04-0,07 мм, что при малых диаметрах d не удовлетворяет необ-
ходимому критерию остроты гк < 0,0004с/.

2. Степень износа сравнительно мало зависит от измеряемо-
го вещества (чистоты).

3. Радиус гк возрастает в первые годы эксплуатации прибли-
зительно на 0,04 мм в год. Затем возрастание уменьшается и
радиус гк стабилизируется, достигнув значения 0,2—0,22 мм.

Кривая на рис. 19 может быть выражена аналитической за-
висимостью [22]

гср = 0,165(1 - е)т/3 + 0,03,

(40)

где гср — средний радиус закругления входной кромки; т — вре-
мя эксплуатации в годах.

Из зависимости (40) следует (ГОСТ 8.569-97):

гк =0,195-(0,195-гн)е-т"-п/3)т;

0<т = тт/тп.п<1,
где тп.п — период поверки в годах; т — относительное время;
тт — текущее время эксплуатации в годах; гн — начальное значе-
ние гк в мм, определяется путем измерения или принимается
равным 0,05 мм.

Средний радиус закругления за межповерочный период

гк = 0,05 - (0,195 - гн)(1 - е)“т"-/3 (3 / тп.п), (41)

при тпп = 1 год имеем гк = 0,0292 + 0,850гн.

Подсчитав по этим формулам гк (или гк), можно, пользуясь
кривой на рис. 19 или ее аналитической зависимостью, получен-
ной В. А. Айрапетовым, и приведенной в ГОСТ 8563-97,

Кп = 1,0547 - 0,057 е~149ГкА*,

найти поправочный множитель, соответствующий реальной сте-
пени притупления входной кромки гк.

1.9. ИЗНОСОУСТОЙЧИВЫЕ ДИАФРАГМЫ

Чем чаще по времени будет определяться множитель гк, тем
точнее будет результат измерения расхода. Чтобы избежать это-
го, можно рекомендовать другой, более рациональный путь —
применять диафрагмы с наперед притупленной входной кромкой,
так называемые износоустойчивые диафрагмы.

Предложены два способа притупления входной кромки. Пер-
вый состоит в закруглении входной кромки радиусом гк = 0,3 мм.
При втором способе [78] с острой входной кромки стачивается под
углом 45° фаска высотой 0,25 мм. Диафрагмы, изготовленные тем
и другим способами, после года эксплуатации сохранили неизмен-

ные значения своих коэффициентов расхода а. Для ряда диаф-
рагм с т - Р2, равными 0,1, 0,3, 0,5, 0,6 и 0,7, которые имеют кром-

ку с закруглением радиусом гк = 0,3 мм и установлены на глад-
кой трубе диаметром 100 мм, X. А. Алланиязов на образцовой

установке определил соответствующие значения коэффициента
расхода а, равные 0,6269,0,6524,0,7112,0,7555 и 0,8182. Они хоро-

шо соответствуют значениям а для стандартных диафрагм с ост-
рой кромкой, умноженными на поправочный коэффициент йп, по-
лученный Горнингом (см. рис. 18). Исследования показали, что
области чисел Рейнольдса, в пределах которых (в зависимости от т)

сохраняется практическое постоянство а, соответствуют тем, кото-

рые указаны для стандартных диафрагм в правилах 28-64. Значе-
ния та от т (02) для износоустойчивых диафрагм даны в табл. 3.

Износоустойчивые диафрагмы со снятием фаски под углом 45°

высотой 0,25 мм нормированы в РД 50-411-83 и в МИ 2333-95
[78]. Эти диафрагмы следует рекомендовать для применения вза-
мен стандартных с острой входной кромкой, когда диаметр отвер-
стия d < 125 мм. Исходя из условия Z>min = 125/0 = 125/-Jm в
Значения ma в зависимости от D н т для износоустойчивых диафрагм

m = Р 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 0.1524 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

табл. 4 даны значения -P^in в зависимости от 0 и т, начиная с
которых целесообразно применять стандартные диафрагмы с ос-
трой входной кромкой.

Согласно МИ 2333-95, для износоустойчивых диафрагм по-
правочный множитель Кп в формуле Штольца (35) в зависимос-
ти от глубины Л снятой кромки выражается формулой

Таблица 4

Диаметры износоустойчивых диафрагм в зависимости
от Р и т

т D ,мм nun’
0,2 0,04 625
0.3 0,09 416
0,4 0,16 312
0,5 0,25 280
0,6 0,36 208
0,7 0,49 178
0,8 0,64 156
Рис. 20. Зависимость поправоч-
ного множителя Кп от относи-
тельной высоты h/d снятой фас-
ки на кромке диафрагмы

Jfn=0,99947 + 9,22632(/i/d)-

-1043,23 (й/d)2 +55054,8(ft/d)3. (42)

Минимально допустимые числа Рейнольдса Remin в зависимо-
сти от т следующие:

т....... 0,05 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

Remin. . .. 2104 2 104 6 104 1 • 105 1,6 - 10s 2 105 2,8 • 105

Для трубопроводов с D > 100 мм имеем: Remin = 5 • 103 для
0,04 < т < 0,2; Remin = 104 для 0,2 < т < 0,59; Remin = 2 • 104 для
0,59 < ш < 0,64. Наибольшее допустимое число Рейнольдса Remax =
108. Погрешность исходного значения коэффициента истечения

= 0,4 % при т < 0,4 и 8С = (1,6тп - 0,2) при т > 0,4.

Поправочный множитель на шероховатость трубопровода
практически тот же, что и для стандартной диафрагмы, хотя в
МИ 2333-95 дана уточненная формула для Кш. Погрешность 5е
та же, что и для стандартных диафрагм.

На рис. 20 показана зависимость множителя Кп от h/d, полу-
ченная Ю. М. Мунировым. Применение износоустойчивых диаф-
рагм с притупленной кромкой повысит точность измерения во
всех случаях, когда d < 125 мм. А таких случаев на практике
очень много (порядка сотен тысяч и более). Поэтому широкое
внедрение износоустойчивых диафрагм (с притупленной кром-
кой) может дать очень большой технико-экономический эффект.
Для контроля кромки износоустойчивой диафрагмы разработа-
ны соответствующие методы [7, 33, 36].

На последних трех международных конференциях (в Сеуле
в 1993 г., в Пекине в 1996 г. и в Санкт-Петербурге в 1996 г.)
некоторые специалисты настаивали на широком внедрении из-
носоустойчивых диафрагм, отмечена абсурдность применения ди-
афрагм с переменным значением коэффициентов С и а (из-за
изнашивания кромки) и выбрасывания их, когда значения С и а
стабилизируются. Предлагалось включить износоустойчивую ди-
афрагму в ИСО 5167. Сообщалось об экспериментальном иссле-
довании в Китае износоустойчивых диафрагм на трубах диамет-
ром 50, 80 и 100 мм. Отмечены четыре их преимущества: выиг-
рыш в точности (постоянство С и а), удлинение срока эксплуата-
ции, снижение расходов на изготовление и монтаж новых диаф-
рагм, упрощение изготовления при малых d.

1.10. ТРУБЫ ВЕНТУРИ

Наряду с рассмотренными диафрагмами и соплами к стандарт-
ным сужающим устройствам международный стандарт ИСО 5167,

а также отечественные нормы относят так называемые расходо-
мерные трубы: классические трубы Вентури и сопла Вентури.
Характерный их признак — расходящийся конус—диффузор, рас-
положенный на выходе после наименьшего сечения горловины

трубы. Диффузор отрезает мертвые зоны, имеющиеся на выходе
у диафрагм и сопел, в которых вследствие вихреобразования проис-
ходит потеря энергии, особенно большая при малых р. Поэтому у
расходомерных труб потеря давления во много раз меньше, чем у
других сужающих устройств. Это их основное преимущество.

Труба Вентури была предложена в США еще в конце XIX в.
Гершелем. Она состоит (рис. 21): из входной цилиндрической
части, имеющей диаметр Л, который может отличаться от диамет-

ра трубопровода не более чем на 0,011), и длину L = D; конуса

(Конфузора), сходящегося под углом
21±1°, длиной 2,7(2) - d); цилиндричес-
кой горловины, имеющей диаметр и дли-
ну, равную d, и диффузора, расходящего-
ся под углом <р= 7*15°. Число отверстий
для отбора давлений как рр так и р2 дол-
жно быть не менее четырех и распола-
гаться равномерно, а их оси должны быть
перпендикулярны к оси трубы Вентури.
Диаметры отверстий должны быть в пре-
делах от 4 до 10 мм, но не более 0,1 Л для
давления рг и не более 0,13d для давле-
ния р2. Минимальное число измерения
диаметров Л и d должно быть равно чис-
лу отверстий для отбора давлений Л и d.
Отклонение отдельного изменения диамет-
ра Л от среднего должно быть не более
чем на 0,4 %, а диаметра d от среднего не
более чем на 0,2 %. В горловине диамет-
ры надо измерять в трех сечениях: в на-
чале и в конце горловины и в плоскости
отверстий для отбора давления р2.

Расстояние оси отверстия для отбора
давления р2 от любого конца горловины
должно быть 0,5d±0,02d. Площадь по-
перечного сечения полости кольцевых

Рис. 21. Зависимость поте-
ри давления (Др - 83) / Др
от т для различных сужа-
ющих устройств:

1 — стандартная диафрагма;
2 — двойная диафрагма; 3 —
стандартное сопло; 4 — укоро-
ченное сопло Вентурн или тру-
ба Вентурн; 5 — труба Венту-
рн нлн сопло Вентури; 6 —
труба Далла
камер для отбора давлений pj и р2 должна быть не менее полови-
ны общей площади отверстий для отбора давлений, но эти пло-
щади следует увеличить в два раза, если перед трубой Вентури

расположен короткий прямолинейный участок (минимально до-
пустимый) трубопровода. Значение параметра шероховатости RB
горловины и прилежащих радиусов сопряжения должно быть не
более l(T5d.

Допускается делать выходной диаметр диффузора меньше ди-
аметра трубопровода D. Такие трубы Вентури называются укоро-
ченными. При этом разрешается уменьшать длину диффузора
не более чем на 0,35 %.

Имеются три разновидности классических труб Вентури, обус-
ловленные способом изготовления внутренней поверхности вход-
ного конуса (конфузора) и профиля пересечения его с горловиной.

1. Обработанные трубы Вентури. Применяют для трубопро-
водов небольших диаметров D — от 50 до 250 мм. Изготовляются
литьем. Входной конус, горловину и входную цилиндрическую
часть обрабатывают. Переходы между коническими и цилиндри-
ческими элементами выполняют с закруглениями и без них.

2. Литые трубы Вентури. Применяют для трубопроводов сред-
них диаметров — от 100 до 800 мм. Изготавливаются литьем в
песочную форму или другим способом. Обрабатывают только

горловину сопла, а места перехода между коническими и цилин-
дрическими сегментами закругляют.

3. Сварные трубы Вентури с входным коническим конусом
из листовой стали. Применяют для трубопроводов больших диа-
метров — от 200 до 1200 мм. Обычно изготавливаются сваркой.
В трубах малого диаметра горловину обрабатывают.

Характеристики всех трех разновидностей труб Вентури (со-
гласно стандарту ИСО 5167) приведены в табл. 5.

Таблица 5

Характеристики труб Вентури

Характеристика Разновидности труб Вентури
Обработанные Литые Сварные
Допустимые ₽ Коэффициент исте- чения С Область чисел Рей- нольдса Re Предельная погреш- ность, % Радиусы закругле- ний Параметр шерохо- ватости для входных патрубка и конуса 0,4-0,75 0,995 2 • 106-1 • 10е ±1 < 0,250; Я2 =«3<0,25d (но лучше «l=«2 = «3-0) Я S 10“5О а 0,3-0,75 0,984 2 • 105-2 • 10е ±0,7 fij = 1,3750 + 20 %; Я2 = 3,6250 ± 12,5d; R3 = 10d Я S 10"4О а 0,4-0,7 0,985 2 • 10s-2 • 10е ±1,5 Я1 “ Л2 = йз “ 0 Я S 5 • 10~4О а
Значения С и 6С (в табл. 5)

Входной конус Диапазоны чисел Рейнольдса c 8C.%
Обработанный 1 • 105-1,5 105 1,5 • 10Б-2 • 10Б 0,977 0,992 ±2,5 ±1,5
Литой 1 • 10Б-1,5 • 10s 1,5 • 10s-2 10s 0,976 0,982 ±1,5 ±1
Сварной 1 • 10s-2 - 10Б 0,980 ±2,5

Допускается применение труб Вентури и при несколько меньших
значениях чисел Рейнольдса по сравнению с указанными в табл. 5.
При этом значения коэффициентов истечения С и их предельных
погрешностей можно брать по данным табл. 6 (ГОСТ 23720-79).

Необходимо строго придерживаться значений радиусов за-
круглений 7?!, Т?2 и ^3> указанных в табл. 5. Так, в работе [9] в
литых трубах, имевших 7?i < 3,6d, при большой скорости воды
была обнаружена кавитация, сужавшая сечение потока и вызы-
вавшая возрастание перепада давления.

Для упрощения изготовления допускается делать трубы Вен-
тури из нескольких узлов, сочлененных разъемными соединени-
ями (ГОСТ 23720-73). Это позволяет наиболее изнашиваемую и
ответственную часть — горловину — делать сменной из желае-
мого материала. Иногда горловину снабжают рубашкой, в част-
ности, из бронзы.

Потеря давления в трубах Вентури уменьшается с увеличени-
ем Р и числа Рейнольдса и возрастает с увеличением угла диф-
фузора <р. Кроме того, она зависит от технологии изготовления
трубы и шероховатости отдельных ее частей. Эта потеря лежит
в пределах от 5 до 20 % от перепада давления, в среднем она
составляет 10-12 %. Потеря давления у укороченных труб Вен-
тури примерно на 35 % больше.

Хотя стандарт ИСО 5167 ограничивает применение труб Вен-
тури диаметром D = 800 мм, но на практике их применяют и в
трубопроводах больших диаметров. Так, ГОСТ 23720-79 допус-
кает применение сварных труб диаметром вплоть до 1400 мм.
Известны случаи применения труб Вентури очень больших раз-
меров — диаметрами до 3000 мм, изготовленных из бетона. Тру-
бы Вентури пригодны для измерения расхода загрязненных сред,
несущих взвешенные частицы, которые могут отлагаться в мер-
твых зонах перед диафрагмами и соплами. К числу таких сред
относятся всевозможные пульпы, в частности песчаные, гидрато-
рер и многие вещества в целлюлозно-бумажном и пищевом про-
изводствах.

Очень большое достоинство труб Вентури — это то, что перед
ними требуются значительно меньшие длины прямых участков
трубопроводов по сравнению со всеми другими сужающими уст-
ройствами (см. табл. 11). Так, после одного или двух колен, лежа-
щих в одной плоскости, при Р от 0,3 до 0,75 требуется для диаф-
рагм и сопел длина прямых участков Zj от 16D до 42В, а для труб
Вентури только от 1,5В до 4,5В. Трудно переоценить это очень
важное преимущество, учитывая недостаточные длины прямых
участков трубопроводов во многих случаях практики.

Столь малая чувствительность труб Вентури к деформации по-
лей скоростей, вызываемых местными сопротивлениями, объясня-
ется влиянием входного конуса (диффузора), хорошо выравнива-
ющим деформированные поля. С этим связано и еще одно досто-
инство труб Вентури — чрезвычайно малое влияние шероховатос-
ти трубопровода на коэффициент истечение С, благодаря чему от-
сутствует необходимость в учете поправочного множителя Кш, что
существенно повышает точность измерения расхода в трубах ма-
лого диаметра. Опыты показали, что даже при очень сильном из-
менении степени заостренности входного профиля скоростей, при
котором отношение средней скорости к скорости в центре изменя-
лось от 0,36 до 0,8, коэффициент истечения трубы Вентури (имев-
шей р = 0,667) менялся всего лишь на 0,5 % (от 0,984 до 0,989).

У труб Вентури имеется еще одно характерное отличие от всех
других сужающих устройств. Его коэффициент истечения не за-
висит от Р (или т), а только от Re (табл. 7). Это резко упрощает
расчет, позволяя определять диаметр d прямо по формуле расхо-
да, не прибегая к итерационному (иногда весьма длительному)
процессу предварительного нахождения произведения та. По-
стоянство С у труб Вентури обусловлено постоянством угла (21°)
входного конуса. Его длина I = 2,7(В - d) уменьшается с увеличе-
нием р. При этом уменьшается поверхность трения, а срыв струи
происходит при скоростях, близких к п2 (независимо от значений
Pl). Это способствует сохранению постоянства коэффициентов по-
терь и истечения С, который у сопел уменьшается с увеличени-

Таблица 7

Значение коэффициента истечения С и погрешности стр для труб Веитури

Тип трубы Диапазон чисел Рейнольдса Re^ Коэффициент С Средняя квадратическая погрешность коэффициента С, ос» %
1 105—2 • 10® 0,98 1,25
А 2 • 10®—2 • 10® 0,985 0,75
Больше 2-10® 0,985 1,0
Б 1 • 10®-1,5 • 10® 0,976 0,982 0,984 1,25 0,5 0,35
1,5 • 10®-2 • 10® 0,984 0,5
2 • 10®—2 • 10® 0,977 1,25
Больше 2 • 10® 0,992 0,75
В 0,995 0,995 0,5 0,75
Рис. 22. Труба Вентури: а — схема и основные раз-
меры; б — изменение давления у стенки трубы

ем р. Но значение коэффициента С у труб Вентури зависит от
шероховатости входного конуса (у обработанных С равна 0,995, а
у сварных и литых С составляет 0,985 и 0,984 соответственно).
Исследования [81, 103а, 108] показали влияние степени шерохова-
тости входного конуса на коэффициент С, а также значений ради-
усов Rlt R% и Rs на зависимость С от Re. Коррозия и эрозия вход-
ного конуса заметно уменьшают С, поэтому его надо изготовлять
из материалов, хорошо сопротивляющихся коррозии и эрозии.

Таблица 8

Наименьшие длины l^/D и прямых участков до и после трубы Вентури
(по ГОСТ 23720-79*)

т
Колено или тройник Два и более колен Сужение от 3D до D на длине 3,5D Расширение от 0.75D до D на длине D Задвижка полностью открыта
в одной плоскости в разных плоскостях
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(8)
0,25 6(3) Ю (5) 21 (П) 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) П (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)

Прим е ч а н и я: 1. При длинах, указанных в скобках, надо учитывать дополнительную по-
грешность ±0,5 %, прибавляемую к погрешности коэффициента расхода а или истечения С.
2. Длины /jH Z2 отсчитываются от плоскости, проходящей через оси отверстий для отбора р^.
Перечислим достоинства труб Вентури.

1. Очень малая потеря давления (рис. 22).

2. Возможность установки на трубопроводах, не имеющих длин-
ных прямых участков (табл. 8).

3. Отсутствие влияния шероховатости трубопровода на коэф-
фициент истечения.

4. Возможность измерения загрязненных сред.

5. Простота расчета вследствие независимости коэффициента
истечения С от 0 (или т).

6. Возможность очень длительной многолетней работы благо-
даря хорошей износоустойчивости.

Последний пункт подтверждается опытом хорошей работы на
петербургских водопроводных линиях нескольких труб Вентури
в течение более 50-60 лет. Можно лишь сожалеть о недостаточно
широком применении труб Вентури в нашем народном хозяй-
стве. В связи с этим было бы полезно решить вопрос о нормати-
зации их типоразмеров и организации их производства. В част-
ности ГОСТ 23720-79 рекомендует для всех труб Вентури огра-
ничиться лишь двумя значениями их относительных площадей:
т - 0,2 и т = 0,4.

1.11. СОПЛА ВЕНТУРИ

В международном стандарте ИСО 5167 и отечественных нор-
мах ГОСТ 8.563-97 имеется еще и сопло Вентури, которое, как и
труба Вентури, благодаря выходному диффузору имеет очень ма-
лую потерю давления. Сопло Вентури состоит (рис. 23) из плавно
сужающейся входной части, цилиндрической горловины и вы-
ходного диффузора. Входная часть вместе с начальным участ-
ком горловины длиной 0,3d представляет собой стандартное со-
пло. К нему добавляется

Рис. 23. Сопло Вентури: а — схема и основ-
ные размеры; б — изменение давления

второй участок горловины
длиной от 0,4d до 0,45d.
Таким образом, общая дли-
на горловины будет от 0,7d
до 0,75d. К выходному
концу горловины без ради-
усного сопряжения присо-
единяется диффузор, угол
конусности которого разре-
шается делать вплоть до
30°. Наиболее целесообраз-
ны углы 12-16°. При мень-
ших углах не только уве-
личивается длина сопла, но
и возрастает потеря давле-
ния. При больших углах
возможны отрыв потока от
стенок, возникновение неустойчивого движения и, как следствие,
пульсации измеряемого перепада давления.

Цилиндричность горловины проверяется измерением диаметра
d, значение которого в любом поперечном сечении не должно отли-
чаться от среднего не более чем на 0,05 %. Для определения сред-
него значения d необходимо измерение не менее чем в четырех
приблизительно равноотстоящих друг от друга диаметральных на-
правлениях. Отбор давления^! осуществляется так же, как и у стан-
дартного сопла ИСА 1932. При этом рекомендуется применять
на входе кольцевую камеру для обеспечения среднего значения
pj. Отбор давления производят из горловины на расстоянии 0,3d
от ее начального входа через не менее чем четыре отверстия, рас-
положенных равномерно по окружности горловины. Диаметры
этих отверстий должны быть не более 0,04d и лежать в пределах
от 2 мм до 10 мм с учетом предотвращения их засорения. Эти
отверстия соединяются с наружной кольцевой камерой или труб-
кой. Внутренняя поверхность сопла Вентури должна иметь пара-
метр шероховатости Ra < 10 4d.

Для измерения расхода пульпы и веществ, обладающих абра-
зивными свойствами, целесообразно изготовлять диффузор отдель-
но (для возможности смены входной части и горловины). Иссле-
дования [71] показали, что начальный диаметр диффузора может
быть больше диаметра горловины на 2 %, но не наоборот. Как и
у труб Вентури, разрешается применять укороченные сопла Вен-
тури со срезанным диффузором. Их осевая длина небольшая —
в пределах (l-s-2)D. Разработаны [47] конструкции укороченных
сопел Вентури, различающихся числом отдельных частей, спосо-
бом их уплотнения, степенью легкости сборки и монтажа, а так-
же доступностью чистки камер отбора давлений.

Таблица 9

Значения коэффициентов истечения С и расхода а для сопел Вентури

2 т т = ₽г С а 2 т а2 т * р 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
Много дополнительных сведений по соплам Вентури содер-
жится в работах [57-62], выполненных в Германии, и [48].

Исходный коэффициент истечения С сопел Вентури согласно
ИСО 5167 надо определять по формуле

С = 0,9858 - 0,196 р4-5, (43)

которая справедлива при d < 50 мм для труб в пределах 65 < D <
< 500 мм, а также при соблюдении условий 0,316 < р < 0,775 и
1,5 • 105 <Re < 2 • 106. Значения С и а даны в табл. 9.

Допускаемая шероховатость трубопровода та же, что и для стан-
дартных сопел. При большей шероховатости исходный коэффи-
циент истечения С умножается на поправку Кш, имеющую те же
значения, что и для стандартных сопел.

Погрешность исходного коэффициента истечения С для сопел
Вентури определяют по формуле

бс = ± (1,2 + 1,5 р4) %.

Если погрешность определения коэффициента гидравлическо-
го трения в трубопроводе не более 1 %, то погрешность Кш равна

8#ш = (Кш - 1) 100 %.

1.12. КОЭФФИЦИЕНТ РАСШИРЕНИЯ ДЛЯ ПАРА И ГАЗА
ДЛЯ СТАНДАРТНЫХ СУЖАЮЩИХ УСТРОЙСТВ

Процесс движения пара и газа через сужающее устройство
можно считать адиабатическим, для которого справедлива зави-
симость

Р2 = Pl (Р2 / Р1)2/х> (44)

где pi и Р2 — давления до и после сужающего устройства; Pi и
р2 — плотность газа (или пара) до и после сужающегося устрой-
ства; х — показатель адиабаты газа или пара.

Чем сильнее р2 отличается от pi или, точнее, чем больше отно-
шение Др / pi, тем сильнее будет отличаться плотность газа (или
пара) Р2 от начальной плотности. Для учета этого в уравнение
расхода, выведенного для несжимаемого вещества (жидкости), вво-
дят поправочный множитель е, учитывающий расширение (уве-
личение удельного объема) газа или пара и именуемый коэффи-
циентом расширения.

Для сужающих устройств, у которых коэффициент сужения
ц= 1, т. е. для сопел, сопел Вентури и труб Вентури, коэффициент
е определяется путем интегрирования уравнения (1) с учетом
уравнения (44) и совместного решения с уравнением неразрыв-
ности (2):

(1 - Р4)[х / (х - 1)]у2/* (1 - У)(* -1)/"

L d-₽V/x мдр/Pi) J ’

где V = Р2/Pl = 1 “ ДР /Pi-

Эта формула применима при условии, что у> 0,75.

; Относительная погрешность коэффициента расширения (по
ИСО 5167):

для сопел

8е = ±2Др / Pi %; (46)

для труб Вентури и сопел Вентури

8е = ±(4 + 109р8)Др/ pi%. (47)

Для стандартных диафрагм коэффициент е определен экспе-
риментально. Результаты опытов хорошо аппроксимируются
формулой (ГОСТ 8.563-97)

е = 1 - (0,41 + 0,35Р4)Дэ / (ptx). (48)

Таблица 10

Значение поправочного множителя е для стандартных диафрагм

ЛР/Р, m = р2
0,15 0,20 0,30 0,40 0,50 0,55
X = 1,3
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
t 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
z= 1,4
, 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 0,973'4 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
Она пригодна для всех трех методов отбора давлений: углово-
го, фланцевого и радиального (трехрадиального). Кроме того, она
пригодна и для износоустойчивых диафрагм. Расчетные значе-
ния е даны в табл. 10.

Относительная погрешность е для диафрагм

5е=±4Др/р1%, (49)

справедливая лишь для Р < 0,75.

Для углового способа отбора при 0,75 < Р погрешность

5е= 8Др /рг %.

Все приведенные погрешности 8е для стандартных сужающих
устройств (ИСО 5167) даны без учета погрешностей величин Р,
Др / и х, входящих в формулы для е. С учетом этих составля-
ющих общая предельная погрешность для е выразится формулой

8е = пДр / Р1 + [(1 - е) / е](82 + + 82)0’5,

где для диафрагм п = 4 (при Р < 0,75) и п = 8 ( при р > 0,75), для
сопел п = 2; для сопел Вентури и труб Вентури п = (4 + 100 Р8)Др/рх-

Следует заметить, что коэффициент е сравнительно мало зави-
сит от Р (или т) и от показателя адиабаты х, если погрешность 8х
не превосходит 2 %, но очень сильно от отношения Др/рх- При
Др /Р1 ~ 0 множитель е = 1; с увеличением отношения Др / рх
коэффициент е постепенно уменьшается, достигая при наиболь-
шем допустимом значении Др / рх = 0,25 для диафрагм значе-
ний, лежащих около 0,9, а для сопел — около 0,8. В большинстве
же случаев значение е, особенно для диафрагм, не опускается ниже
0,95-0,98. При одинаковых Др/рх, Ри х у диафрагм е всегда
больше, чем у сопел вследствие радиального расширения струи
на участке между отверстием диафрагмы и наиболее суженной
части струи, что приводит к увеличению площади этой части.

1.13. ИЗГОТОВЛЕНИЕ ДИАФРАГМ

На примере наиболее распространенных СУ-диафрагм рассмот-
рим, как влияет неточность их изготовления на погрешность из-
мерения расхода. Установим зависимость между относительной
погрешностью измерения диаметра d отверстия СУ, равной Дй / d,
и возникающей в результате этого относительной погрешностью
измерения расхода Дд / q. Для этого продифференцируем урав-
нения расхода по d, учитывая, что d входит в это уравнение дваж-
ды (непосредственно и в коэффициенте Е), и заменим дифферен-
циалы d.D и dd на конечные приращения Дд и Ad. Тогда получим

Д<7 J тп da ,) Ad
— = 2 —+ 1 -г-
q la dm I d
Рис. 24. Зависимость
AD/Р и Ad/d от т для
трех значений дополни-
тельной погрешности из-
мерения расхода A<//q:

1 — 0,05 %; 2 — 0,1 %; 3 —
0,2 %

Этим уравнением определяется соотношение между дополни-
тельной погрешностью измерения расхода &q/q и отклонения Ad
действительного диаметра d отверстия сужающего устройства от
его расчетного значения dp. Для стандартных диафрагм а = а +
+ 0,4m2 и dcc/dm = 0,8m, для стандратных сопел a = а + 0,6m2 и
da: dm = 1,2m.

На рис. 24 по уравнению (50) построены зависимости Ad/d от
т для трех значений дополнительной погрешности Ag/g. Если
ограничиться наименьшим из этих значений, то диаметр d диаф-
рагмы надо изготовлять и измерять с погрешностью ±0,02 %.

Такой же результат получается и для сопел поскольку значе-
ния величин (m/a)(da/dm) для обоих видов сужающих устройств
близки друг к другу. В правилах РД 50-213-80 в п. 9.17 указы-
вается 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 коэффици-
ент расхода возрастает, так же как и при увеличении толщины
цилиндрической части диафрагмы е сверх 0.02D [67], в зависимо-
сти от m и тем больше, чем меньше отношение Re/m [35, 63].
Причина возрастания — уменьшение дополнительного сужения
струи и возрастание коэффициента р. Увеличение толщины Е
Диска диафрагмы сверх 0,051) при угловом отборе и нормальной
толщине ее цилиндрической части е вызывает уменьшение коэф-
фициента a [35, 63] из-за уменьшения р% в точке отбора и возра-
стания Ар.

5 П. П. Кремлевский
При увеличении шероховатости торцевой входной поверхнос-
ти диафрагмы коэффициент а возрастает [41, 60].

У камерной диафрагмы увеличение диаметра отверстий С для
отбора давлений или ширины С кольцевой щели сверх 0,03.0 (при
т < 0,45) или сверх 0,020 (при т > 0,45) вырывает возрастание
а. Этопроисходит вследствие уменьшения перепада давления, но
из опытов Витте [76] и Пфеффера [63] следует, что это возраста-
ние незначительно вплоть до с = 0,04.0 (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 Ок < D), что приводит к образова-
нию в трубопроводе выступающих кольцевых площадок толщи-
ной 0,5 (Й - Ок) и длиной В, равной ширине кольцевых камер. В
связи с этим, учитывая неточность монтажа, а также измерения Л,
рекомендуется делать DK немного больше, чем D (на 1 %, что
рекомендуется правилами РД 50-213-80).

В работе [56] рекомендуется наибольшее допустимое значение
(DK - D) определять из выражения 0,Ю/В (0,1 + 2,3/п2) >(£>к -
- D)/D. Тогда дополнительная погрешность коэффициента а бу-
дет 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. Не-
допустимо нарушение остроты кромок, а также появление зау-
сенцев на выходной кромке цилиндрической части сопла. Необ-
ходимо обеспечить плавность профиля входной части сопла. Все,
что сказано выше относительно отверстий для отбора давлений и
диаметра кольцевой камеры DK у диафрагм, справедливо и для
сопел.

Если при расчете сужающего устройства было принято значе-
ние диаметра трубопровода Ор, которое отличалось от его дей-
ствительного значения D, то возникнет дополнительная погреш-
ность измерения расхода Ад. Определение допустимого отклоне-
ния ДО = Dp - D имеет очень важное значение. Не всегда можно
измерить действительное значение D, например при проектиро-
вании новых цехов и установок, когда известен только номиналь-
ный диаметр трубопровода. А расхождение между действитель-
ным и номинальным значениями диаметров может доходить до
5-6 %. Из правил же 28-64 и РД 50-213-80 следует, что расчет-
ный Dp и действительный D диаметры должны быть равны друг
ДРУГУ- Нетрудно показать, что это требование неоправданно, осо-
бенно при малых значениях т, когда вполне допустимы суще-
ственные отклонения ДО. После дифференцирования уравнения
расхода по D (с учетом того, что а зависит от т, а значит и от D)
получим [14] зависимость kq/q от AD/O в виде
kq/q = - 2 (m/a)(da/dzn)(AD/B). (51)

На рис. 24 по этому уравнению построены кривые зависимос-
ти AD/D для трех значений дополнительной погрешности t^q/q'.
0,05, 0,1 и 0,2 %. Из кривых следует, что при малых т < 0,3
допустимы значения &D/D, в то время как при больших т допу-
стимая погрешность LD/D не должна превышать 0,3-0,4 %. Этот
же вывод сохраняет свою силу и для других стандартных СУ. Но
при изготовлении кольцевых камер необходимо, чтобы внутрен-
ний диметр их корпуса DK лежал в пределах от D до 1,041).

1.14. ВЛИЯНИЕ МЕСТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ

Значения коэффициентов истечения С и расхода а, а также
интерполяционные формулы Штольца, приведенные в стандарте
ИСО 5167, основаны на опытных данных. Эти опыты проводили
на гладких трубах, которые имели длинные прямолинейные уча-
стки без местных сопротивлений, обеспечивавшие получение осе-
симметричных потоков. Если СУ установят на коротком пря-
мом участке вблизи от местных сопротивлений, нарушающих осе-
вую симметрию потока, то возникает трудно учитываемая допол-
нительная погрешность. Поэтому стандарт ИСО 5167 устанавли-
вает значения минимально допустимых длин прямых участков
трубопроводов ZKi до СУ и после СУ. Требуемые до СУ значения
£К1 много больше, чем значения после СУ. Те и другие зависят от
Р: с увеличением Р они возрастают. Кроме того, длины L зависят
от вида ближайшего местного сопротивления. Значения длин для
стандартных диафрагм, сопел и сопел Вентури даны в табл. 11, а
для труб Вентури — в табл. 12, взятых из ГОСТ 8.563-97
(в ГОСТе табл. 1 и табл. 2 соответственно). Допустимые длины
LK даны кратными диаметрам трубопроводов D.

Указанное в табл. 11 расстояние может быть вычислено по
формуле, приведенной в ГОСТ 8.563-97:

LK1=l/D = aK+bKtfK. (52)

Любые длины прямых участков из указанных здесь и в табл. 11
или 12 можно сокращать в два раза, но тогда появляется дополни-
тельная погрешность до +0,5 %, что допускается для вновь создава-
емых измерительных трубопроводов с СУ (ИТ по ГОСТ 8.563-97).

В табл. 13 даны необходимые длины LK2/D между двумя мес-
тными сопротивлениями против потока от СУ.

Это правило не относится к случаям, когда ближайшим МС
перед СУ является большая емкость (симметричное резкое суже-
ние) или струевыпрямитель, а также к МС, расположенным на
расстоянии более 100D перед СУ.

Как видно, сокращение необходимой длины в два раза дает
дополнительную погрешность коэффициентов С и а всего лишь
Наименьшие относительные длины LKl/D прямых участков между СУ (кроме
труб Вентури) и местными сопротивлениями

Местное сопротивление Коэффициенты уравнения Наименьшая относительная д участка при р 1*— пина прямого
а к С« 0.2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,75
Задвижка, равно- д 11,5 пя МС, рас 82 полож 6.7 гнных 12 перед 12 СУ 12 13 15 19 24
проходный шаровой кран Пробковый кран 14,5 30,5 2.0 16 18 20 23 26 30 32
Запорный клапан, 17,5 64,5 4,1 18 18 19 22 26 33 38
вентиль Затвор (заслонка) 21 38,5 1,4 25 29 32 36 40 45 47
Конфузор 5 114 6,8 5 5 6 6 9 16 22
Симметричное рез- 30 0 0 30 30 30 30 30 30 30
кое сужение Диффузор 16 185 7,2 16 16 17 18 21 31 40
Симметричное рез- 47,5 54,5 1,8 51 54 58 64 70 77 80
кое расширение Одиночное коле- 10 113 5.2 10 11 11 14 18 28 36
но, тройннк Группа колен в од- 13,5 82,5 3.7 14 15 17 20 26 36 42
ной плоскости, раз- ветвляющиеся потоки Группа колен в раз- 33,5 115 4.0 34 35 37 41 49 62 70
ных плоскостях, сме- шивающиеся потоки Местное сопротив- 54,5 65 1.6 60 64 70 76 84 92 96
ление неопределенно- го типа Гильза термомет- ра, плотномера или кар- ман диаметром: 5 о.озп 5 0 0 5 5 5 5 5 5 5
S 0,13В 20 0 0 20 20 20 20 20 20 20
Струевыпрямитель 22 0 0 22 22 22 22 22 22 22
Любое МС 0 7ля МС, расположенных за СУ 8,55 | 0,55 | 4 | 5 | 6 6 7 7 8

±0,5 %, а это свидетельствует об очень медленном темпе возрас-
тания данной погрешности по мере уменьшения длин и оправды-
вает принятое в правилах ГОСТ 8.563—97 разрешение сокращать
для диафрагм и сопел LK1 в три раза с учетом дополнительной
погрешности С и а, равной ±1 %. Это соответствует дополнитель-
ным погрешностям 5с (или 5а) не только для сокращения в два
либо в три раза, но и для промежуточных значений (табл. 14).

Погрешность 5С/ от сокращения длины должна арифметически
прибавляться к исходной погрешности коэффициента истечения С.

Из вышесказанного следует, что длины LKi и Гк2 возрастают с
увеличением ₽, поэтому при малых прямолинейных участках ре-
комендуется применять СУ с малыми ₽, лучше до 0,5 [21].
Таблица 12

Необходимые длины LK1/D прямых участков перед СУ для труб Вентури

Относитель- ный диаметр р Задвижка или равнопроход- ной шаровой кран, полностью открытый Сужение от 3D до D (конфузор) Расшире- ние от 0.75D до D на длине D (диффузор) Одиночное колено Группа колен
в одной плоскости1 в разных плоскостях2
0,3 1,5 (0.5) 0,5 1,5 (0,5) 0,5 1.5 (0.5) (0,5)
0,35 2.5 (0.5) 1.5 (0,5) 1,5 (0,5) 0,5 1.5 (0.5) (0,5)
0,4 2,5 (1,5) 2,5 (0,5) 1,5 (0,5) 0,5 1,5 (0,5) (0,5)
0,45 3,5 (1,5) 4.5 (0,5) 2,5 (1,0) 1,0 (0,5) 1.5 (1,0) (0,5)
0,5 3,5 (1.5) 5.5 (0,5) 2,5 (1.5) 1.5 (0,5) 2,5 (1,5) (8,5)
0,55 4,5 (1.5) 4,5 (0,5) 3.5 (1,5) 2,5 (0,5) 2,5 (1,5) (12,5)
0,6 4,5 (2.5) 8,5 (0,5) 3.5 (1.5) 3.0 (1.0) 3,5 (2,5) (17,5)
0,65 4.5 (2.5) 9,5 (1.5) 4,5 (2,5) 4,0 (1,5) 4,5 (2,5) (23,5)
0,7 5,5 (3,5) 10,5 (2,5) 5.5 (3.5) 4,0 (2,0) 4,5 (2,5) (27,5)
0,75 5,5 (3,5) 11.5(3,5) 6,5 (4,5) 4,5 (3,0) 4,5 (3,5) (29.9)

'Радиус изгиба колена должен быть равен или быть более диаметра трубопровода. 2 Так как
влияние колен в разных плоскостях может проявляться после прямого участка длиной 40D, для
этого случая не приводятся значения без скобок.

Прим ечания: 1. Длину LKi следует измерять от плоскости отверстия отбора давления р^.
Значения относительной шероховатости поверхности трубопровода перед трубой Вентури на
длине, не менее, чем указано в таблице, должна быть не более, чем для трубопроводов, выпус-
каемых промышленностью (7?ш / D) s 103). 2. Значения Ьк1 в скобках — это значения, при которых
ожидаемая дополнительная погрешность коэффициента истечения С и расхода а равна ± 0,5 %.
3. Местные сопротивления, перечисленные ниже расположенные после трубы Вентури, на рас-
стоянии £к2 не менее 4D, считая от плоскости отбора давления р2 в горловине трубы, не влияют на
точность измерения.

Необходимая длина после местных сопротивлений, создающих
закрученный вихревой поток, например после группы колен, рас-
положенных в разных плоскостях, может быть при т > 0,55 со-
кращена с помощью струевыпрямителя. Стандарт ИСО 5167 ре-
комендует пять типов струевыпрямителей.

Таблица 13

Наименьшая относительная длина прямого участка LK% между местными
сопротивлениями, установленными перед СУ

Второе местное сопротивление L JD к2'
Задвижка, равнопроходной шаровой кран 10
Пробковый кран 15
Запорный клапан, вентиль 17
Затвор (заслонка) 23
Конфузор 8
Симметричное резкое сужение 15
Диффузор 16
Симметричное резкое расширение 39
Одиночное колено, тройник 14
Группа колен в одной плоскости, разветвляющийся поток 18
Группа колен в разных плоскостях, смешивающиеся потоки 31
Местное сопротивление неопределенного типа 46
Таблица 14

Дополнительная погрешность для
диафрагм н сопел при сокращении
длины LKi в пределах 1—3

L . fl Inun' 8С, W' SCf
1.0 1,2 1.4 1,6 1.8 2,0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 0,6 0,7 0,8 0,8 1,0

между вторым и третьим равно
теля 2D.

Тип А состоит из пакета пе-
ресекающихся горизонтальных
и вертикальных пластин, кото-
рые образуют прямоугольное
каналы, укрепленные на имею-
щем круглые отверстия вход-
ном диске.

Тип Б — это три диска с
круглыми отверстиями диамет-
ром d < D/20. Расстояние меж-
ду первым и вторым, а также
D. Общая длина струевыпрями-

Тип В — трубчатый. Состоит из пакета труб диаметром
d < 0,2D, длиной L > 10d и числом не менее 19, полностью запол-
няющих сечение трубопровода.

Тип Г — это пакет пересекающихся пластин длиной 0,45.0,
которые связаны на концах обручами и образуют решетку с квад-
ратными ячейками площадью 0,0750 х 0,0750.

Тип Д состоит из восьми радиальных лопастей длиной 20,
расположенных под равными углами 47,5°.

Расстояние между струевыпрямителем и СУ должно быть не
менее 220 и между местным сопротивлением и струевыпрями-
телем — не менее 200. Стандарт ИСО 5167 не дает ответа на
вопрос, какая длина прямого участка требуется после местного
сопротивления, не указанного в табл. 4 и 5. К таким сопротивле-
ниям относится, в частности, регулирующий клапан, степень от-
крытия которого может быть различной. Желательно его уста-
навливать не до, а после СУ, но на практике он может оказаться и
до СУ. В литературе много различных и противоречивых реко-
мендаций. Так, в правилах 28-64 требуют иметь l\/D > 100 при
любых значениях р. Последнее неправильно. В работе [62] при-
водится кривая зависимости l\/D от Р, причем наибольшее зна-
чение LKx/D = 50. Согласно работе [26], стабилизация профиля
скоростей после регулирующего клапана заканчивается уже на
расстоянии ЗОЛ. Еще в 1971 г. мы указывали на необходимость
учета во всех случаях практики значения Р при определении не-
обходимой длины. Однако в правилах 50-213-80 сохранилось
неверное требование иметь ly/D > 100 для всех сопротивлений, не
указанных в табл. 11 и 12. Проявляя известную осторожность,
мы считаем целесообразным иметь длину Zj/Л после регулирую-
щего клапана (или другого местного сопротивления, отсутствую-
щего в табл. 11 и 12) в соответствии с требованием ИСО 5167 для
группы колен в разных плоскостях, т. е. в пределах от 34Л до 80Л.

Кроме того, значения некоторых длин LK\/D в табл. 11 и 12,
в частности при завихренном потоке, например после двух колен,
расположенных в разных плоскостях, вызывают сомнение. Об этом
свидетельствуют результаты ряда исследовательских работ.
Рис. 25. Граничные значения поправочного множителя
Ьк к коэффициенту расхода а для диафрагм и сопел, рас-
положенных на расстоянии Zj после прямого колена

Для некоторых типов местных сопротивлений имеются сведе-
ния о знаке погрешности, возникающей при сокращении необхо-
димой длины прямого участка L^/D. Так, при сокращении этой
длины после колена, гильзы термометра, фильтра или после струе-
выпрямителя коэффициенты С и а возрастают и, следовательно,
поправочный множитель bK < 1. По данным работ [35, 68], на
рис. 25 приведены кривые предельного значения множителя Ьк в
зависимости от т = Р2 для прямого колена с радиусом закругле-
ния R ~ 1,5.0. Среднее значение множителя 5К ср = 0,5 (1 + Ьк).
Предельная погрешность 65К = 0,5 (bK - 1).

При недостаточной длине l\/D после диффузора, конфузора и
выше расположенного СУ знак погрешности будет зависеть [55]
от расстояния 1\. Так, после диффузора поправочный множитель
b > 1, если li < (1-5-2) О, и b < 1, если Zj > (l-s-2) О, после конфузора
b > 1, если li > 5D, и b < 1, если li < 5D, после выше расположен-
ного СУ b > 1, если li = (2-5-4) D, и b < 1, если li > (2-5-4) D. Заост-
рение профиля скоростей, например при увеличении шероховато-
сти трубопровода, вызывает Ь > 1.

Вопрос о необходимых длинах li/D между СУ и ближайшим
местным сопротивлением не может считаться вполне решенным
[38]. Так, закрученный поток влияет на коэффициенты С и а диа-
фрагмы значительно сильнее, чем у сопла. А стандарт ИСО 5167
требует для них одинаковые длины li/D. Работа [64] также ука-
зывает на необходимость для диафрагм иметь большие, чем это
указано в нормах, длины li/D после закрученного потока. Име-
ются и другие сомнения [43] в достаточной обоснованности тре-
бований к li/D в стандарте ИСО 5167.
Но еще больше вопросов возникает при обосновании требова-
ний к необходимой длине прямого участка I2/D между первым
местным сопротивлением, ближайшим к СУ, и вторым местным
сопротивлением, против потока от СУ. Тут явный недостаток эк-
спериментальных данных. В стандарте ИСО 5167 записано, что
длину 1%/D можно брать из табл. 11 и 12 исходя из типа второго
местного сопротивления и вертикальной строки, соответствующей
Р = 0,7, не считаясь с действующим значением р. Недостаточная
обоснованность такого требования очевидна. Приведем лишь один
пример. Если второе местное сопротивление — группа колец в
разных плоскостях, a lK\/D = 25, то такая линия должна быть
забракована, так как при Р= 0,7 требуется 62jD и, как минимум
(с дополнительной погрешностью 0,5 %), 31jD. Но если между
первым и вторым сопротивлением установить открытую зад-
вижку, то линия будет удовлетворять требованиям ИСО 5167, так
как для задвижки при Р = 0,7 требуется иметь ZKi = (10+20)1).
Этот пример свидетельствует о необходимости корректировки ука-
заний ИСО 5167 по выбору длины /Кг/В. По-видимому, учитывая
это, в ИСО 5167 сказано, что допускается сокращение длины не-
обходимого прямого участка 1К2 за счет соответствующего увели-
чения длины ZK|, но лишь в том случае, если длина 1К\ не менее
указанных в табл. 11 и 12 значений (без скобок).

В работе, выполненной во Франции, вихревой генератор созда-
вал вихревой поток, характеризующийся величиной £2= 1 “?Ос/9вр>
где 9ОС — расход в осевом направлении; двр — расход в направле-
нии, перпендикулярном к оси. Опыты проводились на воде в трубе
диаметром 100 мм с диафрагмами, имевшими Р= 0,4 и₽=0,7.
В работе, проведенной в США, исследовали закрученный поток
воды после двух колен, расположенных под углом 90° друг к
другу. Диафрагмы имели Р , равные 0,36, 0,50, 0,75. Кроме того,
определяли влияние трубчатого струевыпрямителя, установлен-
ного впереди диафрагмы. В обеих работах указывается на необ-
ходимость внесения корректив в требуемые длины прямых учас-
тков при завихренных потоках. В работе, выполненной также в
США, исследовали диафрагмы с Р , равной 0,40, 0,60 и 0,75 на
трубе с D = 104 мм и прямолинейном участке l\/D = 17 после
колена (или тройника).

Из всего сказанного следует, что вопрос о необходимых длинах
прямых участков £к2 и LKi не может считаться решенным как
для диафрагм, так и особенно для сопел. Необходимы экспери-
ментальные работы для таких местных сопротивлений, как филь-
тры, отстойники и т. п. Подобные работы проводятся, но их недо-
статочно. Укажем на работы, которые были представлены на меж-
дународной конференции в Сеуле в 1993 г. В большинстве из них
исследовалось влияние закрученного потока. Изучались эффек-
тивность применения трубчатого струевыпрямителя длиной 2,5В
и, кроме того, влияние пробкового крана, установленного после
колена. В ряде работ изучалась возможность установки мини-
атюрного термометра в непосредственной близости от диафрагмы
и его влияние на измеряемый перепад давления.

1.15. ТРЕБОВАНИЯ К СОСТОЯНИЮ ТРУБОПРОВОДА

Участок трубопровода длиной 2D перед СУ должен быть ци-
линдрическим с круглым сечением. Результаты отдельных из-
мерений диаметра на этой длине должны отличаться не более
чем на 0,3 % от среднего диаметра, определяемого по результа-
там двенадцати измерений в трех сечениях (по четыре измере-
ния в каждом). При угловом способе отбора первое сечение со-
впадает с входным торцом СУ, второе находится на расстоянии
0,25В от первого, а третье на расстоянии 0,5В от первого. На
длине 2D после СУ ни один диаметр не должен отличаться боль-
ше чем на 3 % от среднего диаметра перед СУ. Кроме того, требу-
ется, чтобы на расстоянии 2D до и после СУ не было никаких
уступов и наростов (в частности, заклепок и сварных швов) на
внутренней поверхности трубопровода.

За пределами 2D трубопровод может состоять из отдельных со-
стыкованных секций и иметь уступы высотой h, удовлетворяющие
двум требованиям h/D < 0,02 (l/D + 0,4X0,1 + 2,ЗР4) и h/D < 0,05.
При этом к коэффициенту истечения С надо добавлять арифме-
тически дополнительную погрешность ±0,2 %. Недопустимы
высоты уступов h, выходящие за указанные пределы, на выход-
ном прямом участке после СУ.

Диаметр трубопровода после диафрагмы и сопла на расстоя-
нии 2D может отличаться от среднего диаметра на входе не более
чем на 3 %.

1.16. МОНТАЖ СУЖАЮЩИХ УСТРОЙСТВ И ИХ ДЕФЕКТЫ

При монтаже любого СУ особенно важно обеспечить строгую
его концентричность осей всех СУ и трубопровода. Согласно стан-
дарту ИСО 5167 эксцентриситет ех, т. е. смещение оси СУ относи-
тельно оси трубопровода, должно удовлетворять условию

ех < 0,0025В / (0,1 + 2,3m2).

(53)

Если 0,0025В / (0,1 + 2,3m2) < ех < 0,005В / (0,1 + 2,3m3), то к ко-
эффициенту истечения С надо добавлять дополнительную погреш-

ность ±0,3 %. Эксцентриситет ех, выходящий за верхний предел
последнего неравенства, недопустим. Эти неравенства устанавли-
вают довольно жесткие требования в отношении эксцентрисите-
та ех. Так, при т = 0,6 требуется ех < 0,0022В, что, например, при
В = 100 мм дает значение ех, равное 0,28 мм. Ранее считали допу-
стимым значительно большие эксцентриситеты. Однако прове-
денные опыты [93, 98] показали необходимость уменьшать значе-
ние допустимого ех, чтобы избежать появления заметной отрица-
тельной погрешности измерения перепада давления, особенно при
смещении диафрагмы в сторону отверстий для отбора давлений.
Под влиянием этих опытов ИСО в конце 1970-х гг. предложило
определять ех из неравенства ех < 0,0005.0 / (0,1 + 2,3m2). Но удов-
летворить этому неравенству на практике очень трудно, если нет
центрирующих выточек во фланцах и возможность смещения СУ
ограничивается только фланцевыми болтами. Так, при D = 100 мм
требуется, чтобы ех < 0,5 мм (при т = 0,1) и ех < 0,06 мм (при
т = 0,6). Поэтому в стандарте ИСО 5167, выпущенном в 1991 г.,
и дано неравенство (53), увеличившее в пять раз эксцентриситет
ех, при котором отсутствует дополнительная погрешность, и еще
в два раза верхний предел допустимого эксцентриситета (с уче-
том дополнительной погрешности).

Наряду с этими требованиями по эксцентриситету при монта-
же СУ необходимо обеспечить его перпендикулярность к оси тру-
бопровода с допустимым отклонением в пределах ±1°.

Большое внимание следует уделить закреплению и затяжке
СУ, обеспечив возможность его свободного теплового расширения,
чтобы не нарушились плокостность, перпендикулярность и соос-
ность в процессе эксплуатации. Толщина дополнительных про-
кладок должна быть минимально приемлемой. Недопустимо, если
прокладка выступает внутрь трубопровода или в отверстие для
отбора давления. Если прокладка выступает внутрь и уменьшает
диаметр проходного сечения трубы с D до D', то коэффициент
расхода а возрастает за счет роста коэффициента скорости входа
Е, а у диафрагм — еще и роста коэффициента сужения ц. Это
возрастание тем сильнее, чем меньше отношение D'/D, чем боль-
ше т и чем больше расстояние от прокладки до торцевой повер-
хности СУ. Согласно опытам [90, 111], при D'/D = 0,9 и т > 0,3
погрешность, вызванная возрастанием а, достигала у сопла 20 %,
а у диафрагмы даже 40 %.

Необходимо также соблюдать требования относительно распо-
ложения точек отбора Pi и р2. При угловом способе отбора уда-
ление их от плоскостей диафрагмы или сопла приводит обычно к
отрицательной погрешности.

Четыре причины: коррозия, эрозия и загрязнение СУ, а также
скапливающиеся перед ним осадки — могут существенно повли-
ять на точность измерения расхода в процессе эксплуатации.
С первой причиной борются, изготавливая СУ из антикоррозий-
ного материала по отношению к измеряемому веществу. В боль-
шинстве случаев СУ изготавливают из той или другой марки кор-
розионно-стойкой стали. Поскольку этот материал достаточно
твердый, то он хорошо сопротивляется и эрозии своей поверхнос-
ти, за исключением входной острой кромки диафрагмы, которая
неизбежно притупляется в процессе эксплуатации. Но одно и то
же притупление сказывается на погрешности тем слабее, чем боль-
ше d, и при d > 125 мм им можно пренебречь, а при d < 125 мм
надо применять сопла или износоустойчивые диафрагмы с напе-
ред притупленной кромкой. Некоторые вещества, в частности
смолообразующие, дают отложения на поверхности СУ. При этом
у диафрагмы уменьшается перепад давления вследствие загряз-
нения входной кромки, а у сопла возрастает перепад давления в
результате уменьшения площади проходного сечения. В этих
случаях необходимо чаще вынимать СУ для ревизии, чистки и
замены, так как предотвратить загрязнение их поверхности очень
трудно.

На горизонтальных линиях перед диафрагмой или соплом
могут скапливаться конденсат и осадки. Для их удаления стан-
дарт ИСО 5167 рекомендует делать дренажные и продувочные
отверстия диаметром не более 0,08£> на расстоянии не менее 0,5Z>
от отверстия для отбора давления. Для удаления конденсата это-
го достаточно, но не для удаления осадков, которые отлагаются
больше всего у торцевой поверхности СУ.

Наконец, в процессе эксплуатации может увеличиваться ше-
роховатость трубопровода из-за его загрязнения и коррозии, что
ведет к возрастанию коэффициента а. При значительных отло-
жениях в трубах необходимо их очищать.

1.17. ПОГРЕШНОСТЬ ИЗМЕРЕНИЯ РАСХОДА

С ПОМОЩЬЮ СТАНДАРТНЫХ СУЖАЮЩИХ УСТРОЙСТВ

В соответствии с международным стандартом ИСО 5167 по-
грешности отдельных величин, входящих в формулу расхода: а(С),
Е, d, р и Др, определяются в пределах границ, оцениваемых довери-
тельной вероятностью, равной 95 %. Тогда предельная погреш-
ность измерения расхода 8$ равна удвоенной среднеквадратичес-
кой погрешности Таким образом, имеем 8? = 2о?. При этом
считается, что погрешности отдельных величин, входящих в фор-
мулу расхода, малы и независимы друг от друга. Строго говоря,
последнее предположение не совсем точно, так как а (С) есть фун-
кция d, Л, и, v, а Е — функция d, D, tsp, Р1,и, но, считая корреляцион-
ные связи между ними слабыми, ими пренебрегают. Кроме того,
для некоторых величин d, р,р,Т и Др известны только максималь-
ные погрешности однократного измерения, в то время как для
С(а) и е известны среднеквадратические и предельные погрешно-
сти. Но, учитывая один и тот же порядок вероятности предель-
ных и максимальных погрешностей, считают возможным приме-
нять геометрический закон сложения погрешностей, принятый в
математической статистике. Во всех ранее выпускавшихся оте-
чественных правилах измерения расхода с помощью СУ было
принято складывать по геометрическому закону среднеквадрати-
ческие погрешности отдельных величин и уже затем получен-
ную таким образом среднеквадратическую погрешность измере-
ния расхода од удваивать, чтобы получить предельную погреш-
ность 5д. Теперь уже в соответствии со стандартом ИСО 5167
погрешность 5д получают, непосредственно складывая геометри-
чески предельные погрешности отдельных величин, входящих в
формулу расхода. Таким образом,

5, = ^(52 +52+451+52/4 + 5^/4). (54)

Учитывая, что а = С / -Jl-f}4, получим, что предельная погреш-
ность 5а определяется по формуле

5а = 7(2ш2 / а)2 51 + (2т2 /a)282D + (8% +5Z2 +5е +5Л)2 +

+SL+SL+Sta)» (55)

а в ГОСТ 8.563.2-97 приведена следующая формула (9.19) для
жидкости:

Здесь (2т2/а) 8^ — погрешность от неточности измерения d, учи-
тывая, что 5j = 0,07 %, а 2т2/а. < 1 (для т < 0,64), данной погреш-
ностью можно пренебречь; (2m3/a) 8D2 — погрешность а от не-
точности измерения D. Так как 8D = (0,3-s-O,4) %, то данной по-
грешностью можно пренебречь лишь при т < (0,2-4),3); 5^ —
исходная погрешность коэффициента истечения. Для диафрагм
8с = 0,6 при т < 0,36 и 5^ = 4т ПРИ т > 0,36. Для сопел 5С = 0,8
при т < 0,36 и 8с = (2-Jm -0,4) при т > 0,36. Для труб Вентури
8с = (1,2 + 1,5 т2). Величина 5/ — погрешность С и а от сокраще-
ния требуемой длины прямого участка перед СУ в два или в три
раза. Погрешность 5/ = (0,54-1) %. Величина 8е — погрешность С и
а от эксцентриситета СУ (допустимого). Погрешность 8е = 0,3 %.
Величина 5д — погрешность С и а от допустимых неровностей
внутренней поверхности трубопровода. Погрешность 5Л = 0,2 %.
Величина 5Re — погрешность С и а, возникающая в случае, если
действительное число Рейнольдса отличается от того, которое было
принято при расчете коэффициента С. Величина 5^ш — погреш-
ность С и а от шероховатости трубопровода. Величина 5fcn — по-
грешность С и а от притупления входной кромки диафрагмы.

Предельную погрешность е рассчитывают по формуле

5е = JnAp / Pi + [(1 - е)52 / е + 5^р + 5^ ],

(56)
где для диафрагм п = 4 при т < 0,56 и п = 8 при т > 0,56 (для
диафрагм с угловым отбором), для сопел п = 2, для сопел Вентури
и труб Вентури п = (4 + ЮОт4)^^; 8Х, 8др, 8₽1 — предельные по-
грешности показателя адиабаты х, измерения tsp и измерения р\.

Эта формула дает погрешность 8е только для одной точки шка-
лы, соответствующей перепаду Z\p. Поэтому максимальное значе-
ние 8е принимает в самом конце шкалы при ДРшах- При gmin =
= gmax/3 погрешность 8е уменьшается в девять раз. Поэтому для
повышения точности измерения расхода рекомендуется с помо-
щью вычислительной техники, а также при обработке суточных
диаграмм Z^p и pi учитывать изменение значения е с изменением
zip- В противном случае целесообразно рассчитывать диаметр СУ,
принимая значение tsp, соответствующее дср = (70-5-80) % gmax, а к
рассчитанной 8g добавлять поправку на краях шкалы.

Третий член 482 в правой части уравнения (54) дает квадрат
погрешности определения площади отверстия СУ, зависящий от
предельной погрешности измерения ее диаметра d. Учитывая
малость величины 8d, обычно в пределах 0,05-0,1 %, в среднем
0,07 %, погрешностью пренебрегают. Но заметим, что в ряде нор-
мативных документов, например ИСО 5167 и РД 50-213-80, по-
чему-то учитывают погрешность (2m2/a)8j, которая много мень-
ше, чем погрешность 48/.

Значение погрешности 8р существенно зависит от рода изме-
ряемого вещества.

Для жидкостей плотность связана с температурой приближен-
ной зависимостью

Р = Рн[1 *н)Ъ

где рн — плотность жидкости при tH (обычно tH = 20 °C); у —
средний коэффициент объемного расширения жидкости в интер-
вале температур от tH до t.

Отсюда находим формулу для 8р (%):

ДРн? । (t-tH)2(Ay)2+p2(At)2 100

Рн J [l-y(t-tH)]2 J

где Дрн, Ду, At — максимальные абсолютные погрешности вели-
чин рн, у и t.

Так как плотность пара р определяется по таблицам в зависи-
мости от его давления р^ и температуры t, то формула для опреде-
ления погрешности 8р принимает вид

5Р = ^б2т + (Др / Pi)2 + (At / ti)2 Jl 00,

где 8рт — максимальная относительная погрешность табличного
значения плотности; Др и At — максимальные абсолютные по-
грешности измерения р\ и tp
Для сухого газа погрешность определения плотности 8р вы-
числяется в зависимости от давления р^, абсолютной температу-
ры Т и коэффициента сжимаемости К по формуле:

5р = ^[(Арн / рн)2 + (Ар / Л)2 + (ДТ / Т)2 + 51 ]100,
где 5рн — максимальная абсолютная погрешность табличного зна-
чения плотности при нормальном состоянии: Др и ДТ — макси-
мальные абсолютные погрешности измерения р и Г; 5# — макси-
мальная относительная погрешность коэффициента сжимаемос-
ти К.

Предельную относительную погрешность измерения перепада
давления 5Др дифманометра определяют по формуле

8др =(Др

max / Др)£др,

где вдр — класс точности дифманометра по перепаду давления.

Для дифманометров с классом точности по расходу Sq в ос-
новной формуле погрешности надо заменить погрешность 5др / 4
на погрешность , которую определяют по формуле

= ^тах ! ^^q’

Предельную относительную погрешность определения средне-
суточного расхода 5<7ср (а значит, и погрешность определения массы
5М или объема 5О вещества, прошедшего за соответствующее вре-
мя), получаемого в результате обработки диаграмм записи Др, pj
и tj, рассчитывают по формуле

8(?ср = 8<г + п($х-д + 8пл + Х8у.п) ’ (67)

где 5? — предельная относительная погрешность определения сред-
него расхода по формуле (54) за обрабатываемый отрезок време-
ни; п — число обрабатываемых диаграмм (Др, р, t); 5Х д — пре-
дельная относительная погрешность хода диаграмм; 5ПЛ — пре-
дельная погрешность планиметрирования; S5yn — сумма погреш-
ностей отдельных величин, входящих в формулу расхода, от при-
нятия их за условно-постоянные (средние) за обрабатываемый
отрезок времени (например, за час).

Кроме того, будет систематическая погрешность из-за осредне-
ния значений величин (Др, р, t, р), входящих в формулу расхода
под квадратным корнем.

Предельную погрешность хода диаграммы 5Х Д (%) находят по
формуле

йх.д = (Ат/24-60)100,
где Дт — допустимая погрешность хода в минуту.

Для диаграмм с приводом от часового механизма

5Х.Д = 0,07 • 3 = 0,21 %.

Для диаграмм с электрическим приводом

5Х.Д = 0,07 • 5 = 0,35 %.

Погрешность от планиметрирования 5пЛ включает постоянную
часть 5'пл, зависящую от допустимой погрешности планиметра
0,02 % и планиметрического числа 2УПЛ. Переменная часть 5"пл
зависит от тщательности работы оператора. Троекратная обра-
ботка каждой диаграммы и принятие среднего за окончательное
(при отсутствии грубых ошибок) считается достаточным, чтобы
можно было пренебречь погрешностью 5"пл.

Погрешность Ssy будет тем меньше, чем меньше меняются
значения Др, р и t за обрабатываемый отрезок времени Дт. Поэто-
му при значительных колебаниях этих величин следует для по-
вышения точности измерения расхода уменьшать отрезки Дт
вплоть до одного часа.

1.18. ВЫБОР ТИПА СУЖАЮЩЕГО УСТРОЙСТВА

При выборе наиболее целесообразного типа СУ надо [30] в со-
ответствии с табл. 15 учитывать допустимость применения по
числу Рейнольдса (Remax и Remin), по диаметру трубопровода D
(или d), по значениям Pmin и Ртах (или mmin и ттах).

Далее необходимо знать значение исходной погрешности ко-
эффициента истечения 5с (или расхода 5а) и влияние на это зна-
чение шероховатости трубопровода, а для пара и газа — значение
погрешности 5g коэффициента расширения е. Значения погреш-
ностей 5С и 5е приведены в табл. 16.

Влияние шероховатости трубопровода 7?ш, оцениваемое попра-
вочным множителем Кш = 1 + р4го, где ro = Rai/D, резко возраста-
ет с ростом 0. Наибольшие значения Кш имеют для диафрагмы.

Затем надо учесть требования к минимальным длинам пря-
мых участков трубопровода до и после СУ, износоустойчивость

Таблица 15

Допустимые границы D, р, Remax и Remin

Параметр Диафрагма Сопло Сопло Вентури Труба Вентури Износоустой- чивая диафрагма
D, мм ₽ Re maX Re . mm 50-1000 0,2-(0,75»0,8) 5- 103 108 50-500 0,3-0,8 2 104 107 65-500 0,316-0,775 1,5 • 10® 2-10® 50-1200 0,3-0,75 4 • 104-2 • 10® 2 • 10® 10 £ d s 125 0,2-(0,75+0,8) 5 • 103 10®
Значения погрешностей бр н 6г, %

Параметр Диафраг- ма Сопло Сопло Вентури Труба Вентури Износоустойчивая диафрагма
8С; Р < 0,6 «с; Р > 0,6 бе 0,6 р 4 (Др/р,) 0,8 2р - 0,4 2 (Др/Pj 1,2 + 1,5р4 1,2 + 1,5р4 (4 + 100р®)Др/р1 0,7 -(1-1,5) 0,7 - (1*1,5) (4 + 100р8)лр/Р] 0,4 при р < 0,632 1,6 р2 - 0,2 при р > 0,632 4Др/р,
Прим е ч а и и е. Литые трубы Вентури имеют бс = 0,7 % в пределах Re от 2 105 до 2 • 106, обработанные имеют = 1 % в пределах Re от 2 • 105 до 1 • 10е и сварные имеют 6С = 1,5 % в пределах Re от 2 • 105 до 2 10б. За пределами этих чисел Re погрешность бс растет.

СУ, потерю давления в нем и простоту его изготовления. Из них
наиболее существенны первые два. Минимальные длины до и
после СУ указаны в табл. 11-13, из которых следует, что трубы
Вентури позволяют иметь эти длины во много раз меньшими,
чем другие СУ. С возрастанием Р минимальные длины прямых
участков растут.

Износоустойчивости же нет у входной острой кромки диаф-
рагмы, которая неизбежно притупляется при эксплуатации. По-
этому эти диафрагмы следует применять, лишь когда погрешнос-
тью от затупления можно пренебречь в межповерочный период.

Потеря давления существенно меньше у труб Вентури по срав-
нению с другими СУ, особенно при малых Р, при которых потеря
давления у диафрагм, сопел и сопел Вентури резко возрастает.
Изготовлять же проще всего диафрагмы, что и явилось одной из
причин их почти преобладающего применения в нашей стране.

Исходя из всего сказанного наметим области преимуществен-
ного применения отдельных типов СУ.

Стандартные диафрагмы. Во многих случаях остаются основ-
ным типом СУ для средних и больших D, вплоть до D = 1000 мм.
А при числах Рейнольдса Re > 107 они из стандартных СУ явля-
ются единственно допустимыми, равно как и при измерении рас-
хода влажного насыщенного пара (см. п. 1.2 в РД 50-283-80).
Но их не следует применять при малых D (см. табл. 1), так как
при этом d < 125 мм и появится погрешность от притупления
входной кромки. Кроме того, у диафрагм, особенно с фланцевым
и трехрадиусным отборами давлений, с возрастанием |3 сильно
ограничивается возможность измерения расхода в области ма-
лых чисел Re.

Сопла (типа ИСА 1932). В области D от 50 до 300-400 мм они
могут обеспечить большую точность измерения, чем диафрагмы
из-за меньшей погрешности от шероховатости трубопровода и
отсутствия погрешности от притупления входной кромки, а при
газе и паре еще и благодаря меньшей погрешности 5е. В паропро-
водах высокого давления, в которые ввариваются СУ, всегда при-
меняют сопла при D < 500 мм.

Сопла Вентури. Сопла Вентури имеют очень мало оснований
для применения. При необходимости иметь малую потерю давле-
ния лучше применять трубы Вентури (меньшие прямые участки,
лучшая точность, проще в изготовлении), а во всех других случа-
ях сопла Вентури уступают соплам ИСА 1932.

Трубы Вентури. Они из всех СУ единственно применимы до
D = 1200 мм (согласно МС ИСО 5167) и до 1400 мм (согласно
ГОСТ 23720-79). В пределах чисел Re от 2 • 105 до 2 • 106 трубы
Вентури следует рекомендовать для широкого применения, осо-
бенно для измерения расхода жидкости. Помимо малой потери
давления они не требуют больших длин прямых участков трубо-
провода и имеют малую погрешность 5р = 0,7 %. Но при измере-
нии расхода газа и пара они целесообразны лишь при ограничен-
ных скоростях (менее 10-20 м/с) и соответственно малых значе-
ниях ДРпр/Р1 и Р < 0,4-5-0,45, чтобы избежать возникновения боль-
шой погрешности от бЕ.

Износоустойчивые диафрагмы. Целесообразны при d < 125 мм
взамен стандартных, но по возможности при Р < 0,6, в пределах
которых погрешность исходного значения 5С = 0,4 %, а дополни-
тельная погрешность на шероховатость трубопровода мала.

1.19. РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ РАСХОДА

Так как площадь отверстия сужающего устройства F = nd2/А.,
где d — диаметр отверстия и Др = pi - pg, то, подставляя эти
обозначения в исходные уравнения расхода (10) и (11), получим
формулы, приведенные в ГОСТ 8.563.1-97:

qm = СЕКшКпе (nd2 / 4) ^2рДр = аЯГщЛцЕ (nd2 / 4) ^2pAp; (58)

Qo = CEKmKne(nd2 14)./2Ap/p = аЯшКпЕ(га/2 /4)72Ap/p,(59)

где а= EC, qm (кг/с); qo = qm/p (m3/c); d (м); p (кг/м3); Др (Па).

В промышленности принято вести расчеты не секундных, а ча-
совых расходов. Для этого предыдущие формулы надо умножить
на 3600, кроме того, диаметр d удобнее измерять в миллиметрах, а
не в метрах, для чего формулы следует разделить на 106.

Значение объемного расхода при стандартных условиях qc =
= qm/рс, а объемный расход в рабочих условиях qo = qm/p [см.
формулы (5.4) и (5.5) ГОСТ 8.563.1-97].

В ГОСТ 8.563.1-97 приведены формулы (5.6):

C = C.KRenKRe=C/C. = C_[l + CRe(106/Re)",
где CRe, С зависят только от параметров СУ.

В ГОСТ 8.563.2-97 приведены следующие формулы:

а) для определения массового расхода (5.4)

Qm = Ке1ЕС.КПеКшКпК^ог^;

6 П. П. Кремлевский
при косвенном определении плотности газа в рабочих условиях
через плотность р при стандартных условиях рс = 1,0323 кгс/см2 =
= 101 325 Па, Тс = 293,15 К (5.5)

qm = Ке1ЕС.КЯеКшКпК^ог Дррс-^-,
V Рс7Л

или с учетом стандартных значений рс, Тс, рс (5.6)

qm = Ke2EC.KReKwKnK^odAppc

V 1 Л

б) для определения объемного расхода при стандартных усло-
виях (5.7) и (5.8)

Qc = Ке1ЕС_КПеКшКпК^0Е-/^Р / рс;

qc = Ке2ЕС.КЯеКшK^dfo- Др-?-;
V Рс7Л

в) для определения объемного расхода (5.9)

9о =^ei^'C_iTReK’UIirnX’2d2oeV^P;

для числа Рейнольдса (5.10)-(5.12)

Re = Ke3qm I (pD) = Ke3<7op / (pD) = K&qcpc / (pD).

А в приложении Ai даны 14 формул для qc, в А2 13 уравнений
с условно постоянными коэффициентами, в табл. А6 даны значе-
ния масштабных коэффициентов Ке.

Если перепад Ар измерять не в Па, а в кгс/м2, как принято до
сих пор у нас в большинстве технических расчетов, то получим:

qm = 0,01252Х’шЛ'пае</2Л/Арр;

(60)

<7О = 0,012521srinA'naed2 7ДР / р, (61)

где 0,01252 = 3,9986 • 10-3 9,81; d (мм); р (кг/м3); Др (кгс/м2);
Qm (кг/ч) и qo (м3/ч); a = СЕ.

При измерении расхода пара определяют qm в (кг/ч) или в (т/ч).
При измерении расхода жидкостей, в частности воды, определяют
qo в (м3/ч), учитывая, что плотность жидкости незначительно зави-
сит от давления и сравнительно мало от температуры. Расход газа
принято измерять в единицах объема, но так как плотность газа
сильно зависит от его давления р и температуры t, то приводят к
одним и тем же условиям по давлению и температуре, называе-
мым нормальными, или стандартными (рс = 760 мм рт. ст. =
= 101 325 Па = 1,0332 кгс/см2; Тс - 293,15 К), и обозначают его
qc. Исходя из того что массовый расход при этом приведении
сохраняется неизменным, получим

Чс = qj>iTJpcTxK,
где k — коэффициент сжимаемости газа.

Подставляя в нее Тс = 293,15 К и рс = 1,0332, получим

qc = 283,73 q^/TiK. (62)

Из этого выражения, заменив в уравнении (61) для qo плот-
ность р на pcpiTc/pc7\K = 283,73 р^/Т^К, получим формулу для
определения расхода сухого газа при стандартных условиях qc в
виде

qc = 0,2109^IUX'naed2A/piAp I Р&К, (63)

где 0,2109 = 0,01252 у]тс /рс = 0,01252 Д0332/293,15.

Расход сухой части qBc влажного газа, приведенный к стандарт-
ным условиям, определяют зависимостью

9с <7о[(Р1 - <РРв.птах ) / Р11 Pl7! / (Рс7!*) •

где <р — относительная влажность газа; рв п — парциальное
давление водяного пара при температуре 7\ и <р = 100 %.

Из совместного решения этого уравнения с уравнением расхо-
да (61) получим формулу для определения расхода qc сухой час-
ти влажного газа, приведенного к стандартным условиям*:

q* = 3,5523*ш*па^2[(Л - (ррв.Птах /ВД^/Др/р], (64)

где 3,5523 = 0,01252 Тс/рс = 0,01252 • 283,73; a= СЕ;

р = 283,73рс (Р1 - ФРв.птах) / ТК + ФРв.Птах •

Во всех этих формулах qc (м3/ч); d (мм); Др (кгс/м2); рг (кгс/см2).

1.20. РАСЧЕТ ДИАФРАГМ И СОПЕЛ

У расходомеров с СУ имеются два типа расчетов: прямой, за-
ключающийся в определении диаметра d отверстия СУ, и обрат-
ный, при котором по показаниям дифманометра, измеряющего
перепад давления в СУ, определяется средний расход обычно за
какой-либо период (час, сутки). Дадим основные указания по пря-
мому расчету. Обычно приняты два варианта прямого расчета.

Заметим, что для природного газа учет его влажности практи-
ческого значения не имеет, так как влажность изменяет плот-
ность газа меньше чем на 0,1 %.

* В ГОСТ 8563-97 для <7® дана иная формула.— Науч. ред.
Непосредственно определить диаметр отверстия d по форму-
лам (58) и (59) затруднительно, потому что в формуле известны
лишь <7тахр и ДРтах» а неизвестны: для жидкости две величины: а
и d, а для пара и газа даже три: а, е и d. Только для труб Вентури
расчет упрощается, так как для жидкости остается лишь одно
неизвестное d, потому что ос - Cyjl-(d / D)2, a D всегда известно, а
коэффициент истечения С для труб Вентури не зависит от Р или
т, т. е. от d. У всех других сужающих устройств С, а значит и а,
зависят от d.

В связи с этим для диафрагм, сопел и сопел Вентури делим и
умножаем правые части уравнений (60) и (61) на Л2, а отноше-
ние d^/D2 заменяем на т. Решая это отношение относительно
произведения та, получим

р2а = та = В / >

(65)

где В = /0,01252Л27р =9оР/0.°1252Р2.

При подстановке во все приведенные формулы значений а, е, d,
р и Др надо иметь в виду следующее. Коэффициент а = СЕ, где Е =
= (1 - т2)0,5, а С и Е зависят от т. Поэтому надо задаться
целесообразным значением т. Для жидкостей т находится в
пределах 0,2-0,3, а для газа и пара выбираем тем большее т,
чем выше скорость v, точнее, чем выше ро2. При скоростях не
более 10-30 м/с берем т в пределах 0,3-0,4, а с ростом ро2 уве-
личиваем т вплоть до 0,50-0,56, в крайнем случае — до 0,64.
Это для диафрагм, а для сопел т — примерно на 40 % меньше,
чем для диафрагм при одинаковых расходах. Затем по форму-
лам Штольца или по таблицам в ГОСТ 8.563-97 (или ИСО 5167)
определяем значение коэффициента С при gmax или Qcp = (70*
-г-80) Qmax. Учитывая небольшой диапазон измерения (9max/9min =
= 3), будем иметь постоянство С при Re > 105. Но при больших т
в области Re от 104 до 105 расхождение значений С может достиг-
нуть 2-4 %. Так получим значение С в первом приближении.

Диаметры отверстия d и трубы D надо определять с учетом их

теплового расширения. Диаметр d входит в формулы расхода
дважды: d2 — как мера площади отверстия и в коэффициент

скорости входа Е = (-d4/d4)-0'5, а диаметр D входит лишь в Е.

Диаметры d и D при температуре t измеряемого вещества оп-
ределяют по формулам:

d = kt^d,2Q и D = kt[)D2Q,

где d2o и I>20 — диаметры d и D при 20 °C; ktd и — коэффици-
енты теплового расширения СУ и трубопровода соответственно,
определяемые по формуле kt = 1 + щ (tj - 20°), где af — средний
коэффициент линейного расширения материала СУ и трубы (раз-
личных для СУ и трубопровода) в интервале от 20 °C до
Значение коэффициента е в первом приближении найдем ис-
ходя из принятых т, п, Дрпр, определенных по уравнению. При
этом получим значение е, соответствующее gmax. Но лучше, как
это было рекомендовано правилами 28-64, брать в основу значе-
ние е при <7ср. А отклонение е в других точках шкалы от значе-
ния, принятого при расчете, следует учитывать как дополнитель-
ную погрешность.

Для определения gmax в формулу расхода надо подставлять
максимальный перепад давления Д</тах, который для всех преоб-
разователей перепада давления и дифманометров, за исключени-
ем поплавковых, равен предельному перепаду Арпр.

Для поплавковых же Apmax = (1 - рв / рм) Арпр, где рм и рв —
плотности манометрической жидкости и вещества, находящегося
над ней. Если над ртутью вода, то Дртах = 0,9263 Арпр. Если над
ртутью вещество с рв < 14 кг/м , а при масляном заполнении рв <
< 0,9 кг/м3, то Артах = ДДпр-

Кроме того, Дртах будет отличаться от Дрпр в случае примене-
ния разделительных сосудов с разделительной жидкостью. Под-
робнее см. в гл. 5.

Для определения плотностей воды и водяного пара во многих
справочниках и книгах имеются таблицы, дающие с достаточной
точностью значения плотностей в зависимости от давления и тем-
пературы. Плотность р влажного и сухого газа определяют по
формулам (20) и (21). Погрешность 8р будет во многом зависеть
от погрешности 8^ определения коэффициента сжимаемости К
газа. Как у нас, так и за рубежом разработано несколько методик
определения, которые концентрируются в ГСССД Госстандарта.

В заключение скажем о предельном значении шкалы пока-
зывающего дифманометра. Он выбирается из стандартного ряда:
1; 1,25; 1,6; 2; 2,5; 3,2; 4; 5; 6,3; 8; 10 и т. д. При этом около 25 %
верхней, самой длинной части шкалы может оказаться вне рабо-
ты. Преобразователи давления и бесшкальные дифманометры,
например типа ДМ, лишены этого недостатка. Поэтому в тех слу-
чаях, когда расходомеры служат для учета (особенно коммерчес-
кого) расхода за сутки, месяц и другой период и оборудованы
самопишущими вторичными приборами с процентными шкала-
ми, рекомендуем принимать последнюю 100 %-ю отметку соот-
ветствующей максимальному расчетному расходу Qmax, который
зачастую называют средним или расчетным расходом.

Первый и основной вариант прямого расчета имеет цель обес-
печить наибольшую точность измерения расхода путем миними-
зации суммы (8^ + 8 2) = 8с2 + 8е2, где 8а, 8с и 8е — предельные
погрешности коэффициентов: расхода а, истечения С и расшире-
ния е. Второй вариант исходит из допустимой потери давления
Рпот в СУ (если эта потеря задана). Для жидкости, как правило,
применяют первый вариант, так как скорость жидкости (воды) в
трубах редко превышает 2-4 м/с и поэтому потеря давления не-
значительна. Упрощенный расчет дан в работе [16], а сложный —
в работе [14].
Для пара и газа, где скорости много больше, положение иное.
С увеличением скорости минимум суммы (8с + бе2) будет дости-

гаться при все больших значениях т и одновременно будет умень-

шаться потеря рпот. Чем выше скорость в трубопроводе, тем боль-

ше должно быть т как для уменьшения рпот, так и Для миними-
зации (8с + 8е2).

Обоснованный выбор т облегчается с помощью двух комплек-
сов Ап В (Bg). Если в уравнении расхода qo = aend2^Ap/p поло-
жить d2 = mD2, то получим зависимость mdt = 4а или, учиты-
вая, что a = С / 71- тп2, получим выражение

тСг/ ->11- т2 =

(66)

где

A = (pv2 /2)/ Ар. (67)

Безразмерный комплекс А имеет большой физический смысл.
Он — отношение кинетической энергии в единице объема потока
вещества, движущегося в трубопроводе со средней скоростью и, к
потенциальной энергии, затрачиваемой на ускорение этого веще-
ства в СУ.

Второй комплекс В определяется только кинетической энер-
гией потока в трубопроводе и имеет вид

В = Jpv2/2.

(68)

Комплекс В связан с числом Рейнольдса Re зависимостью Re =
= аВ2 / v, где а = 2D/p — постоянная величина для данного диа-
метра D и данной вязкости вещества ц.

Комплекс В в неявном виде участвует в методике расчета СУ
в правилах 28-64 и РД 50-213-80 в формуле mdE = C/-f&p , где
С = go /0,01252jD27F- Комплекс С — частный случай комплекса
В при измерении Др не в Па= Н/м2, а в кгс/м2, а именно С = By[g,
где g — ускорение силы тяжести. Эта зависимость получается,
если учесть, что в комплексе В скорость v в м/с, а плотность р
в кг/м3, а в комплексе С расход go в м3/ч, а В в мм. Так как
согласно МС 5167 через С обозначается коэффициент истечения,
то в дальнейшем для обозначения комплекса С через Bg по фор-

муле

ВЯ=В7? = Р/3,13, (69)

где принято y[g = 3,13.

Из уравнения (66) следует важный вывод о том, что его реше-
ние при выбранном АРпр дифманометра и, значит, постоянном
значении комплекса А (так как ри2 определяется заданными qo и
D) определяет минимально допустимое значение mmin относитель-
ной площади СУ. Действительно, при любом т < mmin перепад
выбранного дифманометра будет
недостаточным и прибор станет
зашкаливать. Решая уравнение
(66) относительно т, получим

mmin=[A(C2e2+A2)]-°'5. (70)

Второй вывод заключается в том,
что от выбранного значения т за-
висит значение комплекса А, а зна-
чит, и Арпр. Это значение Арпр будет
минимально, а соответствующее ему
значение А — максимально допус-
тимым Агаах. При любом А > Агпах
прибор будет также зашкаливать.
Решая уравнение (66) относитель-
но А, получим Атах по формуле

Рис. 26. Номограмма для опреде-
ления Дртах

л ____„2уч2с2 >(л 2\

Атах _ Е / (1 ).

(71)

Полагая в уравнениях (70) и (55) £= 1, что справедливо для
жидкости и С = 0,6, что справедливо для диафрагм с угловым
отбором (с погрешностью 1 %), при числах Re> 105 рассмотрим
на рис. 26 и зависимость mmin от А и Ja Зависимость m = f\A
более линейна, чем зависимость т = /А, поэтому в табл. 17 даны
значения wimiri в зависимости от у/а. .

Табл. 17 и рис. 26 позволяют определить mrnjri не только для
жидкости, но также для газа и пара. Зная А и В, найдем Др, а т
примем равным mmin на рис. 26. Это позволит определить С с
погрешностью не более 2-3 %, после чего по формуле (70) най-

дем mmin для газа и пара.

Из табл. 17 видно, что для реализации всех допустимых зна-

чений относительной площади диафрагмы (от 0,04 до 0,64) ком-
плекс А должен возрастать от (2,4 • 1О~2)-0,5 до (50 • 1О 2) 0, , т. е.

более чем в 400 раз. Если при измерении расхода газа принять
отношение наибольших скоростей к наименьшим равным 80, от-
ношение плотностей pmax / Ptnin = Ю» то получим, что ри2 может
изменяться в 6,4 • 105 раз. Тогда для возрастания А в 400 раз

необходимо иметь отношение

(△Рпр) /(ДРпр) .

' ^'max ' ^'min

Таблица 17

Зависимость mmln от /д

4а W2 "•mln /аю2 т . пип
2,4 0,041 30 0,4473
5 0,083 35 0,5019
10 0,164 40 0,5548
15 0,242 45 0,6053
20 0,3162 50 0,64
25 0,3045

>6,4 105 /(4 -102) = 930.

Это достигается стандарт-
ным рядом дифманометров (в
частности, от Арпр = 0,01 кгс/см2
до Дрпр = 10 кгс/см2). Таким об-
разом, с ростом ри2 увеличива-
ется и Дрпр, но в меньшей мере, что и обеспечивает необходимое
увеличение комплекса А для реализации всех допустимых для
диафрагмы значений т.

Из уравнений (67) и (68) следует, что комплексы А и В связа-
ны уравнением

A = B2/Vap- (72)

Комплекс В (Bg) характеризует кинетическую энергию потока
и помогает ориентироваться в вопросе о необходимости задания
допустимой потери давления рпот. Если комплексы В (Bg) малы —
В < 30 (Bg < 10), то рпот <0,1 кгс/см2 даже при самых малых т.
При повышении В до 100, 200, 300 (Bg до 10, 20, 30) потеря давле-
ния рпот = 0,1 кгс/см2 наступает при т, равном 0,25, 0,35, 0,45
соответственно. Вопрос о задании рпот может возникнуть лишь
при В > 90+120 (Вё > 30+40).

При измерении расхода воды скорость в трубах обычно не
превышает 2—4 м/с, чем соответствует Bg = 14,3+28,6. При газе
и паре скорости во много раз больше, а плотность вещества мень-
ше. При скорости v = 20 м/с критерий Bg = (20,2+28,5) при плот-
ности р = (20+40) кг/м3. Здесь еще не возникает вопроса о допусти-
мой Рпот- Но с ростом скорости и от 30 до 80 м/с Bg увеличивается
от 30,3 до 80,8 при р = 20 кг/м3 и от 42,8 до 114 при р = 40 кг/м3.
В этих случаях обязательно применение тем больших значений
т, чем больше Bg. Это требуют как минимизация суммы (6С2 +
+ бЕ2), так и уменьшение потери давления рпот.

Подставляя в уравнение (72) значения А из уравнения (67) и
В из уравнения (68), получим

Др = В2 / A = pu2(l-m2)/2m2C2e2. (73)

Это уравнение в соответствии со сказанным по уравнению (70)
дает максимально допустимый предельный перепад Др. Выби-
рать большее значение Др допустимо, если это целесообразно (при
недостатке прямого участка трубопровода, для повышения точ-
ности измерения). Но при этом будут расти значение т и потеря
давления в СУ, которая возрастает как с ростом Дрпр, так и с
уменьшением т. Так, для диафрагм потеря рпот определяется
(при т < 0,6) с хорошей точностью формулой Борда—Карно, при-
водящей к зависимости

Рпот = (1 - т) Др. (74)

В ИСО 5167 дается уточненное значение этой формулы

Рпот=(1-Р1’9)Ар- (75)

Подставляя сюда Др из уравнения (73), найдем рпот при Qmax>
соответствующую минимально допустимому Дрпр.

Кроме того, уравнение (73) позволяет получить формулу, даю-
щую зависимость погрешности 5g от т = mmin, определяемому по
уравнению (70). Для этого в формулу для диафрагм 5Е = 4Ap/pj,
справедливую при 0,04 < т < 0,56, подставим значение Ар из
уравнения (73). Тогда получим

5е = 4J?(1 - m2 in) / m<n, (76)

где k = pi;212раС2е2.

Для жидкостей выбор оптимального значения т прост и ясен.
Для диафрагм погрешность исходного значения коэффициента
истечения 5^ = 0,6 % при 0,2 < Р < 0,6. При р > 0,6 (или т > 0,36)
погрешность 5g возрастает. Погрешность 5# уменьшается с умень-
шением т. Это указывает на целесообразность применять для
жидкости небольшие т в пределах 0,2-0,3, особенно для труб
малого диаметра, тем более что при малых т требуются меньшие
длины прямых участков труб. Лишь при необходимости сниже-
ния потери давления рПОТ в диафрагме следует увеличить т до
0,36—0,4.

Для газа и пара т будет почти целиком зависеть от скорости
в трубопроводе. При малых v (точнее ри2), не превосходящих 10-
20 м/с, оптимальные значения т не превосходят 0,36-0,4. Но с
ростом скорости сильно возрастает погрешность 5g и при скорос-
ти и = 40-5-80 м/с оптимальные значения т будут приближаться к
верхним допустимым значения 0,56-0,64, что соответствует Р
в пределах от 0,75 до 0,8.

Для стандартных сопел при прочих равных условиях значе-
ния m следует выбирать в пределах допустимых 0,9 < т < 0,6 по
крайней мере в полтора раза меньшими, чем для диафрагм, пото-
му что коэффициент истечения С и расхода а у них на 67 %
выше. Особенно целесообразны сопла при измерении расхода пара
и газа высокого давления (при D < 500 мм). Они износоустойчи-
вы и, будучи вварены, исправно служат много лет. Важно и то,
что у них бЕ в два раза меньше, чем у диафрагм. Поэтому они
пригодны для более высоких скоростей газа и пара, чем диафраг-
мы.

Массу и объем вещества определяют следующим образом.

Массу М и объем V вещества, прошедшего по трубопроводу за
время от Ti до Т2, рассчитывают в зависимости от измеряемых
расходов qm или qo по формулам:

^2 т2

М = J qmdv, Vo = j QodT.

T1 T1

При обработке диаграмм планиметрии отсчетный период Тг - Tj
делят обычно на равные части Дт, число которых п = (тг - Т1)/Дт,
и для каждой части находят средние расходы qm или qo. При
этом расходы М и Vo рассчитывают по формулам:

M = nqm; Vo = nqo.
Чем сильнее колебание значений Др и р, тем больше получен-
ные по этим формулам значения М и Vo отличаются от истин-
ных. Увеличение числа п снижает эту погрешность. Средние зна-
чения q0 и q0 подсчитывают по а, ё, Др и р . Значения Др и р
получают путем обработки записей Др, pi и за каждый период.
Значение дё определяют по Др и pj за каждый период.

Определение значения а зависит от области чисел Рейнольдса.
Если Re > (105 -5- 3 • 105), особенно если Re > 106, то а практически
не меняется.

При Re < 3 • 105 для определения а надо сперва найти действи-
тельное значение числа Re. Вначале вычисляют расход q, прини-
мая значение а, соответствующее Re = 106. Обозначив этот расход
через q*, определяют соответствующее ему число Рейнольдса че-
рез Re*. Тогда согласно [9, 12] для стандартных диафрагм число
Re определяют по формуле

Re = Re* + 870m (1 + m), (77)

а аналогичного рода формула для сопел ИСА 1932 согласно [18]

Re = Re* + 6000m (m - 0,55).

(78)

В этих формулах число Re соответствует расходу, определен-
ному по средним значениям Др и р за данный отрезок времени.
Погрешность определения Re по этим очень простым формулам
менее 1 %, что приводит к погрешности определения коэффици-
ента а менее 0,02 %.

Новый ГОСТ 8563-97 предлагает более сложный путь введе-
ния поправки на зависимость коэффициента а от числа Re путем
определения поправочного множителя KRe и умножения его на
значение а при Re = 106.

1.21. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ДИАМЕТРА ОТВЕРСТИЯ
СУЖАЮЩЕГО УСТРОЙСТВА

Несмотря на широкое распространение машинного расчета СУ,
на практике нередко возникает необходимость (в частности, при
сомнении в достоверности показаний расходомера и в других слу-
чаях) в ручном расчете. Предлагаемая методика ручного расчета
существенно упрощает общеизвестный метод ручного расчета,
исключая необходимость в трудоемком итерационном процессе
при определении окончательного значения т. Сначала следует
определить значение комплекса В = -Jpv2 / 2 и Bg = В/3,13 по
заданным Qmax и D. В зависимости от значения В выбрать значе-
ние т в первом приближении. Для газа и пара при скоростях, не
превосходящих 10-20 м/с, m не превосходит 0,3-0,36; при v =
= 25-5-35 м/с рекомендуется выбирать т в пределах 0,4-0,45, а при
еще больших скоростях выбирают т в пределах 0,5-0,56.

Для воды и других невязких жидкостей рекомендуют т =
= 0,2-5-0,3, особенно для труб малого диаметра.

Определяют значение комплекса Атах по формуле

Атах = т2С2Е2 /(1-т2)

и минимальное значение Дрпр по формуле

△PnPmin =В /Атах-

Из стандартного ряда дифманометров берем тот, который име-
ет ближайший больший Дрпр.

По формуле тпае = В^^Дрпр определить произведение mas.
Дальнейший расчет сводится к нахождению значения т, обеспе-
чивающего реализацию этого уравнения.

Исходя из значения т определяют значение Е = (1 - тп2)-0,5 и
по формулам Штольца значение Ci в первом приближении. Оп-
ределение Ci резко упрощается, особенно для жидкостей, если име-
ются таблицы зависимости а (или т) от произведения та. После
определения в первом приближении Ci и aj, а также Ei (по Дрпр
и т) находим произведение mjajEi и вычисляем отклонение 8
значения miajEj от обязательного значения таг = Bgy[&p по фор-
муле

8 = (miajEj / mac -1)100.

Если 8 > 0,2 %, то надо задаться другим значением тп2, по
нему найти а2 и е2 и так продолжать, пока не будет 8 < 0,2 %.
Этот процесс итерации весьма трудоемок при большом числе сту-
пеней, иногда доходящих до пяти. Его можно упростить, если оце-
нить степень изменения а, происходящего вместе с изменением
т. Знак изменения m2 должен быть обратным знаку отклоне-
ния 8, а его величина должна быть меньше 8, учитывая что вместе
с т в ту же сторону будет меняться и а. Но при больших т
изменение а существенно, а при малых — очень незначительно.

Предлагаемая формула [28] резко сокращает процесс итера-
ции и сводит ее к одной ступени:

m2 = mi (100 - Ла8а)100, (79)

где значения множителя ka, учитывающего изменение а с измене-
нием т, для диафрагмы даны в зависимости от т:

т. . . 0,1 0,2 0,3 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,64
ка. . . 0,98 0,95 0,9 0,84 0,8 0,76 0,73 0,69 0,65

Исходя из этих значений предложена интерполяционная фор-
мула зависимости /п2 от ту.
для диафрагм m2 = m1(l-52)/(l + l,27m2)100;

для сопелm2 = m1(l-3a)/(l + m2)100.

Полученное значение m2 к будет окончательным в подавляю-
щем большинстве случаев.

Аналогичным путем можно учесть и изменения е, происходя-
щие вместе с изменением т, но они обычно ничтожно малы за
пределами погрешности в 0,2 %.

По окончательному значению т2 находим диаметр отверстия
СУ d20 по формуле

<^20 = *t^2oVm2 / ’ (80)

где kt и k't — коэффициенты линейного расширения материала
СУ и трубопровода соответственно.

Для проверки расчета значений a, е, kt, d2o, р и Ар подставляем
в правые части формул расхода. Если полученный расход отли-
чается от заданного не более чем на 0,2 %, то расчет правиль-
ный.

Для диафрагм с угловым отбором расчет можно сильно упро-
стить, если воспользоваться таблицей зависимости а от произве-
дения та (для ряда значений т2 и Re), приведенной ниже. Для
d > 125 мм, когда Лш — очень мало, это значение а и будет окон-
чательным для жидкости. Относительную площадь диафрагмы
находим по формуле т = ma/a, а ее диаметр — по формуле (80).
Для газа и пара после получения т уточняем значение е и по
нему — значение ma. Затем по таблице находим уточненные
значения aj, т^ = (ma)i/ai и d2o-

Если же d < 125 мм, то надо дополнительно определить попра-
вочные множители на шероховатость трубопровода Кш и при-
тупление входной кромки диафрагмы Кп и внести поправку в
полученное значение a

a = allK]nKjl.

Значение а будет окончательным.

Для труб Вентури нет необходимости при определении d на-
ходить произведение ma, потому что у них коэффициент истече-
ния С в определенной области чисел Re постоянный, не завися-
щий от т, а значит и от d. Тогда искомый диаметр d находится
непосредственно из формулы расхода для жидкостей (е = 1). Ре-
шая уравнение расхода с учетом того, что a = cjl -d4 ID4, по-
лучим

d = Dqm /(0,01252C2D4pAp + 92 )0’5. (81)

Для газа и пара исходя из полученного для жидкости значе-
ния d находим т = d2/Z>2 и по нему, имея отношение Лр / plt
определяем коэффициент е, после чего определяем диаметр гор-
ловины di трубы Вентури для газа и пара по формуле di = dyle.
Глава 2

МИКРОРАСХОДОМЕРЫ

И ПАРЦИАЛЬНЫЕ РАСХОДОМЕРЫ
С СУЖАЮЩИМИ УСТРОЙСТВАМИ

2.1. ОБЛАСТЬ ИЗМЕРЕНИЯ МАЛЫХ РАСХОДОВ

Измерение малых расходов жидкостей и газов весьма необхо-
димо в создании различных полузаводских установок, при прове-
дении многих научно-исследовательских работ и при контроле
некоторых промышленных процессов.

Целесообразно верхнюю границу малых расходов связать с со-
ответствующей верхней границей диаметра трубопровода Лв. Если
принять DB = 10 мм, то gmax Для жидкостей будет около 1 м3/ч,
а для газов — около 10 м3/ч. Если же за верхнюю границу при-
нять DB = 5 мм, то указанные значения Qmax уменьшатся в четыре
раза. Нижняя же граница малых расходов определяется требова-
ниями практики, например 1 см3/ч для жидкостей и 50 см3/ч для
газов. Для измерения микрорасходов применяют особые разно-
видности рассмотренных ранее методов измерения и, кроме того,
созданы некоторые специальные методы и приборы, в частности
пузырьковые и капельные расходомеры.

2.2. РАСХОДОМЕРЫ С СУЖАЮЩИМИ УСТРОЙСТВАМИ,
КАПИЛЛЯРНЫЕ, ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ,
МОСТЫ, РЕОМЕТРЫ И УДАРНО-СТРУЙНЫЕ

Для измерения малых расходов применяют миниатюрные су-
жающие устройства, преобразователи типа различных гидравли-
ческих сопротивлений (капиллярные, гидравлические мосты и
реометры), а также ударно-струйные преобразователи. Все они
требуют индивидуальной градуировки.

Сужающие устройства. На рис. 27 изображены диафрагмы
[17] с d = 0,5 мм. Их проточные части изготовлены из синтети-
ческих рубинов или сапфиров в целях повышения стойкости к
истиранию и достижения лучшей взаимозаменяемости. Проточ-
ная часть 2 каждой диафрагмы (рис. 27, б) запрессована в латун-
ный диск 3, поверхность которого обработана заподлицо с проточ-
но частью и отполирована алмазной пастой. Диск 3 вместе с уп-
лотняющими прокладками 4 зажат между фланцами 1, приварен-
ными к трубопроводу, имеющему внутренний диаметр d = 6,4 мм
и длину прямого участка до диафрагмы 50Л. Диафрагмы испы-
тывали в лаборатории фирмы «Бритиш Петролеум» на водороде
под давлением 1,4 МПа (при Re = 80^-350) и на азоте под давле-
Рис. 27. Виды приборов диафрагм с проточной частью из синтетических
рубинов и сапфиров: а — разновидности; б — монтаж диафрагм; в — винто-
вой капиллярный преобразователь

нием 7 МПа (при Re = 300-Л500). Лучшие результаты дали ди-
афрагмы типа В, показавшие постоянство а в области Re от 80 до
1500. У одной из них, имевшей 0= 51° и t = 0,283 мм, коэффици-
ент а = 0,747, у другой с углом 6 = 54° и t = 0,28 мм, коэффициент
а= 0,752.

В Львовском политехническом институте в качестве микро-
преобразователей расхода испытывали часовые камни типа СЦ из
синтетического корунда. Испытание часового камня с d = 0,08 мм
показало, что при числах Re от 700 до 1800 коэффициент 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 [23] испытывали диафрагмы с d,
равным 0,5, 0,9,1,6, 2,8 и 5 мм, имевшие угол входа 90° и толщи-
ну е = d. Испытания проводили при числах Re^ от 103 до 1,5 х
х 104. Для диафрагм, имевших d от 1,6 мм и выше, при особо тща-
тельном их изготовлении, коэффициенты расхода диафрагм, имев-
ших одинаковые d, отличались друг от друга не более чем на 2,5 %.
Отбор давлений был радиальный. При диаметрах d < 1,6 мм
разброс значений коэффициента расхода был больше. В другой
работе [24] на трубе диаметром 5 мм исследовали диафрагмы,
имевшие d = 0,35-М),65 мм, толщина которых е была в пределах
(l-*-4)d. Имеются сообщения [13] о применении металлических
диафрагм с d = 3,6^6 мм для измерения расхода углекислого
газа в пределах 2-12 м3/ч при давлении 0,1-0,5 МПа. Для изме-
рения малых расходов нашли применение [36] металлические
сопла четверть круга с d = 0,5^6,25 мм. Они были конструктивно
объединены с мембранным преобразователем перепада давления
и установлены на выходе из сравнительно большой «плюсовой»
полости последнего. Это исключало необходимость иметь длин-
ный прямой участок трубы. Поток, входящий в сопло из сравни-
тельно большой камеры, имеет равномерный профиль скоростей.

Капиллярные преобразователи. Капиллярные преобразовате-
ли, основы работы которых также рассмотрены далее (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 дос-
таточного 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 при-
меняли [19] трубку из коррозионно-стойкой стали диаметром
2,1 мм и длиной 1,75 м. В случае необходимости погашения
большого перепада давления при истечении водорода из цилинд-
ра под давлением 10 МПа служила [20а] спиральная трубка из
коррозионно-стойкой стали диаметром 0,25 мм и длиной 90 м.
При изменении расхода от 1,5 до 24 л/ч перепад на капилляре
изменялся от 0,77 до 4,2 МПа. В подобном же случае при изме-
рении расхода водного раствора радиоактивного изотопа приме-
няли спиральную трубку диаметром 0,62 мм и длиной 18 м.
При изменении расхода жидкости от 0,06 до 0,72 л/ч перепад на
капилляре изменялся от 0,42 до 7 МПа. В спиральном капилля-
ре ламинарный режим работы сохраняется при числах Re до
15 000 [30]. Недостаток спиральных капилляров — отсутствие
линейной зависимости 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 доста-
точного диаметра, но со стержнем внутри трубки. При этом из-
меряемое 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 преобразовате-
ли нашли распространение в химической промышленности. Раз-
работаны три типоразмера преобразователя с диаметрами трубки
dT, равными 4, 10 и 16 мм, имеющими расстояния между местами
отбора pi и р2, равные 85, 150 и 150 мм и обеспечивающие измере-
ние расходов жидкости до 1, 25 и 100 л/ч соответственно. У пер-
вого типоразмера диаметр внутреннего стержня dc равен 3,6 и
3,8 мм, у второго — 9,2, 9,4 и 9,6 мм и у третьего — 15 и 15,4 мм.
Толщина кольцевого зазора у этих преобразователей от 0,1 до
0,5 мм [2].

В некоторых случаях [21] преобразователи с внутренним стер-
жнем применяют для предотвращения конденсации газа в труб-
ках малого диаметра.

Иногда кольцевую щель преобразователя образуют двумя ко-
аксиально расположенными цилиндрами. Так, в работе [1] рас-
смотрен преобразователь, у которого внутренний цилиндр имеет
d = 20 мм, а щель — длину 8 мм и высоту 0,1 мм.

Третий путь — применение капиллярных преобразователей
винтового типа. Их основа — прецизионная винтовая пара с не-
полной ленточной, трапецеидальной или конусной резьбой. Дос-
тоинство — возможность легкого перехода на разные пределы
измерения путем регулирования длины винтовой части, находя-
щейся в зацеплении. Пример такого преобразователя [17] пока-
зан на рис. 27, в. 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. Меж-
ду расходом и перепадом давления нет строгой пропорциональ-
ности. Другой пример конструкции капиллярного преобразова-
теля винтового типа приведен в работе [16].

Так как вязкость жидкости сильно зависит от температуры, то
при точных измерениях надо стабилизировать температуру ка-
пиллярного преобразователя, например с помощью нагревающей
или охлаждающей рубашки. Это легко осуществить в преобразо-
вателе винтового типа. Иногда капилляр помещают в водяную
баню с регулируемой температурой [19] или в термостат с таю-
щим льдом [20а].

Если вязкость жидкости меняется не только с температурой,
но и с изменением ее состава или концентрации, то применяют
компенсационный метод измерения [22]. Через одну трубку про-
текает жидкость, расход q которой надо измерить, а через другую
насос объемного типа подает аналогичную жидкость при посто-
янном расходе qq. Измеряют перепады давления в первой Ар и
во второй Ард трубках. Искомый расход q = qo (Ар / Ар0). Капил-
лярные преобразователи могут измерять расходы до 1 см3/ч [27].
Приведенная погрешность измерения при соблюдении необходи-
мых условий, и прежде всего чистоты трубок, равна ± (0,5-И.) %.

Гидравлические и газовые мосты. Гидравлические мосты на-
ряду с капиллярными преобразователями представляют одну из
возможных схем преобразователей типа гидравлического сопро-
тивления. Две схемы такого моста показаны на рис. 28. На
рис. 28, а в четырех плечах моста расположены сопротивления
RI, R2, R3 и R4, выполненные в виде капиллярных трубок или
маленьких сужающих устройств. Сопротивления RI = R4 и R2 =
R3, но RI > R2, a R4> R3. По одной диагонали моста протекает
жидкость, расход q которой надо измерить. Перепад давления Др =
= pi - рг измеряется в другой диагонали моста. Соответствую-
щим подбором сопротивлений достигается [6, 29] независимость
показаний от вязкости вещества. На рис. 28, б показан мост, все
четыре сопротивления которого (в виде маленьких диафрагм или
капилляров) равны друг другу [16а]. В диагонали моста установ-
лен насос, имеющий постоянную подачу q. При измерении малых
расходов q > Q. В этом случае измеряется перепад давления ру -
- р±. При измерении больших расходов q > Q. Здесь измеряют
перепад давлениярг _ Рз- Зависимость- р4 и р2 ~ Рз от расхода
q для моста с насосом показана на рис. 28, в. При условии посто-
янства расхода q, создаваемого насосом, и равенства всех четырех
сопротивлений измеряемые перепады давлений - р4 и р%- Рз
будут пропорциональны массовому расходу. В этом отношении
мост (рис. 28, б), иногда называемый активным в отличие от мо-
ста (рис. 28, а), аналогичен перепадно-силовым расходомерам, с
которыми он имеет много общего. Чувствительность моста рас-
тет с ростом q. В работах [28, 31] рассмотрено применение такого
моста для измерения весьма малых расходов при q > Q. Его сопро-
тивления были изготовлены из четырех одинаковых стальных ди-
афрагм из коррозионно-стойкой стали. Наименьшая область из-
мерения 0-5 кг/ч жидкости при диапазоне измерения 50 : 1. При-

Рис. 28. Гидравлические мосты: а — схема с равными расходами в обеих
ветвях; б — схема с насосом в диагонали моста; в — зависимость Pi - р4 и
Р2 _ Рз от расхода дт у моста с насосом

7 П. П. Кремлевский
веденная погрешность ± (0,5-5-1) %. Наименьший измеряемый рас-
ход равен 0,05 кг/ч, или 0,014 г/с. Динамические свойства моста
высокие. Его постоянная времени составляет 5-15 мс. Он с успе-
хом был применен для исследования работы автомобильного кар-
бюратора.

Реометры. Реометр — это сочетание миниатюрного стеклян-
ного гидравлического сопротивления с однотрубным стеклянным
дифманометром. Последний заполняют водой или спиртом и снаб-
жают шкалой, градуированной по воздуху в единицах расхода.
Газ, проходящий по горизонтальной трубке, создает на сопротив-
лении в виде маленькой диафрагмы или капилляра перепад дав-
ления, измеряемый дифманометром. Таким образом, реометр—
микрорасходомер переменного перепада давления. Пределы из-
мерения реометра с капиллярным гидравлическим сопротивле-
нием от 0-0,6 до 0-1 л/мин. Для возможности измерения расхо-
да газа, имеющего вязкость Vj и плотность р*, отличные от вязко-
сти v и плотности р воздуха, в работе [7] предложены уравнения:
Ql/Vl = q/v и Ар = (v12/V2)(Pi/p), позволяющие построить градуиро-
вочную кривую для любого газа.

Ударно-струйные расходомеры. Ударно-струйные расходоме-
ры, 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 измеряемо-
го вещества. Давление удара ру зависит от скорости v, плотности
р вытекающей жидкости и определяется уравнением ру - pv2 (1 -
- cos а), где а — угол между направлением движения жидкости
до и после удара. Обычно а = п/2, тогда ру = рп2, т. е. в два раза
больше динамического давления по-
тока. Так как v = Qo/f, где go — объем-
ный расход; f — площадь струи, то
Ру = Mo/f-

На рис. 29 изображена схема
ударно-струйного расходомера [8].
Жидкость вытекает из сопла 1, уда-
ряясь о перегородку 2, имеющую
центральное отверстие, через кото-
рое давление удара передается жид-
кости, заполняющей сильфон 3, и со-
здает усилие, приложенное к его
днищу. Внутри сильфона действует
ударное давление плюс статическое
давление измеряемого вещества рс,
снаружи сильфона — только давле-
ние рс. Перемещение дна сильфона,
нагруженного измерительной пру-
жиной 4, вызывает перемещение
плунжера 5 внутри диамагнитной

Рис. 29. Схема ударно-струйного
расходомера
трубки, снаружи которой 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; 63; 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 Re^: 4700; 5900; 7400; 9300; 11 700; 15 900 и 19 400 соот-
ветственно.

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 (<7тах = 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 расхода веществ, содержащих меха-
нические частицы более 0,2с? (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 примене-
ние преобразователей давления (мембраны, поршня и т. п.) с боль-
шой эффективной площадью.

2.3. ХАРАКТЕРИСТИКА ПАРЦИАЛЬНЫХ РАСХОДОМЕРОВ

Парциальными называются расходомеры, основанные на из-
мерении лишь небольшой части расхода, обычно ответвляемой 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 присо-
единены концы небольшой обводной трубки. Парциальный по-
ток в последней возникает под влиянием разности статических
давлений рг и р2, создаваемой сужающим устройством или со-
противлением в основном трубопроводе. При втором способе
обводная трубка введена в основной трубопровод так, что ее перед-
нее отверстие направлено навстречу потоку, а заднее — в проти-
воположную сторону. Парциальный поток в обводной трубке об-
разуется здесь под влиянием разности динамических давлений у
ее концов. При третьем способе обводная трубка установлена на
колене трубопровода, где под влиянием центробежной силы со-
здается разность давлений, 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 ответвлен-
ным потоком и расходомеры, у которых парциальный поток об-
разуется вспомогательным веществом.

Для возможности определения расхода Q в основном трубо-
проводе по измеренному парциальному расходу q надо знать фун-
кциональную связь между ними или иметь градуировочную за-
висимость. Лучше всего, если q прямо пропорционально Q.

Сужающее устройство в основном трубопроводе создает пере-
пад давления Др в соответствии с уравнением

Др = k (Q - q)2,

где k — постоянная величина.

Этот перепад создает в обводной трубке расход q в соответ-
ствии с уравнением

Др = + k2q + k3q2,

где Aj, kz и k3 — постоянные, характеризующие в обводной трубке
элементы, сопротивление которых не зависит отд, пропорциональ-
но q и пропорционально q2 соответственно.

Решая совместно эти два уравнения, получим в общем случае
зависимость между Q и q:

Q = q + ^(k3 I fe)g2 + (fe2 / fe)9 + *1 / *•

В большинстве случаев можно считать k\ и /г2 равными нулю,
тогда

Q = (1 + 7*з /*)я = т(1-

Здесь т = 1 + 7*з /

Откуда следует, что парциальный расход q есть некоторая часть
1/т расхода Q.

Для обеспечения постоянства k3, а следовательно, и градуиро-
вочного множителя т, в обводной трубке обычно устанавливают
маленькую диафрагму, образующую основное сопротивление в ней.
В этом случае получим зависимость

q/(Q ~q) = (апЕп<*п / aed2) (Р / Рп)“0,5.

где dn, d, ап, а, еп, е — диаметры отверстий, коэффициенты расхода
и поправочные множители на расширение вещества у парциаль-
ной и основной диафрагм соответственно; рп и р — плотности
вещества перед парциальной и основной диафрагмами соответ-
ственно.

Тогда множитель т будет определяться уравнением

т = aed2 / anEndn2) (р / рп) °>5+1.
При чистом измеряемом веществе т будет сохранять посто-
янство при условии постоянства отношения плотностей р / рп.
При необходимости для обеспечения постоянства р / рп патрон
с парциальной диафрагмой можно поместить в основной трубо-
провод [33]. В случае загрязненного газа лучше применять схему
с парциальным потоком, образованным чистым измеряемым ве-
ществом, например воздухом [37].

Если парциальный поток q в обводной трубке создается за
счет динамического напора, без установки сужающего устройства
в основном трубопроводе, то имеем q = vnf, где ип — средняя
скорость в обводной трубке, имеющей площадь поперечного сече-
ния f и Q = vcF, где vc — средняя скорость в основном трубопро-
воде, имеющем площадь поперечного сечения F. После деления
Q на q получим Q = mq, где т = (ос /vn)(F/f).

Таким образом, в этом случае будем иметь прямую пропорцио-
нальность между Q и q при условии постоянства отношения ис /ип.

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 расхо-
да большого калибра или при желании иметь сравнительно недо-
рогостоящее средство измерения при допустимости повышенной
погрешности результата.

Парциальный метод позволяет с помощью одного серийно из-
готовленного калибра преобразователя измерять расход в трубах
разного диаметра, как это имеет место, например, у тепловых пар-
циальных расходомеров. Кроме того, с помощью особых схем [37]
парциальный метод позволяет измерять пульсирующие расходы.

Если парциальный поток создается с помощью диафрагмы, ус-
тановленной в основном трубопроводе, то, как было указано выше,
в обводной трубке полезно иметь диафрагму для обеспечения про-
порциональности между расходами Q и q. Но измерять парци-
альный расход q с помощью этой диафрагмы целесообразно разве
лишь при пульсирующем расходе. В небольшой обводной трубке
можно сравнительно легко сгладить пульсации с помощью не-
больших емкостей. На рис. 30 показана схема парциального рас-
ходомера [37], предназначенного для измерения пульсирующего
расхода загрязненного газа. В этом случае парциальный поток
создается вспомогательным веществом — чистым воздухом, а
диафрагма 8, установленная на обводной трубке, служит лишь
для обеспечения пропорциональности между расходом воздуха q
Рис. 30. Схема парциального расходомера
для измерения пульсирующего расхода за-
грязненного газа

и расходом Q измеряемого
газа. Для измерения расхода
q имеется другая диафрагма
4 и дифманометр 2. С обеих
сторон диафрагмы 8 установ-
лены полистироловые мемб-
раны 6 и 9 (толщиной 0,1 мм,
диаметром 8 мм), восприни-
мающие давления р± и Р2, об-
разующиеся с обеих сторон
диафрагмы 7, помещенной в
основном трубопроводе. Мем-
браны 6 и 9 отделяют диаф-
рагму 8 от загрязненного газа,
и через нее непрерывно про-
текает чистый воздух, предва-
рительно прошедший через

фильтр 11 и дроссель 12. В центре мембран 6 и 9 укреплены

стальные диски, находящиеся против отверстий сопел 5 и 10.
Благодаря этому автоматически поддерживается равенство дав-
лений Рз = Pi и р4 = р2. Через сопло 10 избыточный воздух удаля-
ется в атмосферу, а степень открытия сопла 5 определяет значе-
ние парциального расхода q. Для сглаживания пульсаций давле-
ния перед измерительной диафрагмой 4 служит небольшая ем-
кость 3, а для измерения количества прошедшего воздуха — газо-
счетчик 1. В случае применения расходомера с невозвращаемым

парциальным потоком расход q последнего можно измерить с
помощью гидравлического сопротивления, обладающего линей-
ной характеристикой, и, кроме того, с помощью особого компенса-
тора исключить в значительной мере влияние изменения давле-
ния р и температуры t газа на результаты измерения [013].

Перепад давлений р4 и р3 в газопроводе создает диафрагма.
Ответвляемый парциальный поток проходит через фильтр, вто-
рую диафрагму, камеру, два сопла, ламинарное сопротивление, счет-
чик газа, компенсатор и через сопло удаляется в атмосферу. Дав-
ление рз после второй диафрагмы равно давлению р2 после диаф-
рагмы в трубе, благодаря тому что площадь мембраны более чем
в 1000 раз превосходит площадь сопла, а перепад давления на
сопле ограничен регулятором, состоящим из небольшой мембра-
ны, сопла и настраиваемой пружины. Дроссель предназначен для
согласования постоянных времени камер, расположенных по обе
стороны от мембраны. Для измерения расхода парциального по-
тока служит ламинарное сопротивление и дифманометр, а для
измерения его количества — счетчик газа. На выходе из послед-
него поддерживается постоянная плотность газа с помощью ком-
пенсатора, имеющего сильфон, внутреннее пространство которого
заполнено газом при некотором избыточном давлении. Заслон-
ка, укрепленная в центре сильфона, регулирует выход газа через
сопло. Во избежание автоколебаний сильфона внутренняя его
полость разделена на две части и имеет дроссель для перетека-
ния газа из одной части в другую. Заметим, что пропорциональ-
ность между расходами Q и q будет нарушена в результате заг-
рязнения фильтра. Поэтому для измерения расхода загрязненно-
го газа более надежна схема, показанная на рис. 30.

В некоторых схемах [34] для обеспечения равенства темпера-
тур основной и парциальной диафрагмами последнюю заключа-
ют в гильзу, монтируемую в основном трубопроводе.

В работе [38] исследован парциальный расходомер с осцилли-
рующей струей, предназначенный для измерения расхода газа в
калориметре. В трубе диаметром 26 мм помещена диафрагма.
Парциальный преобразователь расхода с осциллирующей струей
связан с трубой двумя трубами (диаметром 14 мм), расстояние
между осями которых равно 77 мм. Ширина сопла в преобразо-
вателе равна 3 мм. Испытания производили при диаметре диаф-
рагмы, равном 0; 5,5; 7,0; 8,0; 9,5 и 11 мм. При этом максимал-
ные расходы менялись от 1 • 10-4 до 6 • 10 4 м3/с. Во всех случа-
ях в широком диапазоне имелась пропорциональность между
расходом газа и частотой пульсаций давления. Погрешность из-
мерения расхода ±2 % в пределах от 0,5 • 10-4 до 6 • 10-4 м3/с.

В НИИтеплоприбор также разработан парциальный расходо-
мер с осциллирующей струей [32], причем исследовано несколь-
ко типоразмеров струйного автогенератора с соплом площадью
5,475; 17,575 и 28,176 мм2. Кроме того, установлено влияние ди-
аметра байпасной трубки на частоту f осцилляции струи. При воз-
растании F от 5 до 10 мм частота f увеличивается почти вдвое.
Погрешность этого датчика вместо дифманометра ± 1 %.

Имеются также парциальные расходомеры с термоконвектив-
ным тепловым датчиком в обводной трубке к СУ [36, 024], вклю-
ченным вместо дифманометра.

Кроме таких применяются отводы с двух сторон сегментной
диафрагмы для турбинного счетчика [018], а также для других
расходомеров.

2.4. ПОГРЕШНОСТИ ПАРЦИАЛЬНЫХ РАСХОДОМЕРОВ

Средняя квадратичная погрешность измерения расхода Q
с помощью парциального расходомера выражается формулой

= ^2+о2,

где и ог — соответственно средние квадратические погрешнос-
ти измерения парциального расхода q и градуировочной зависи-
мости между q и Q. Погрешность измерения сгд применяемого
расходомера обычно 0,5-1 %. Погрешность ог зависит от точнос-
ти экспериментального определения градуировочной зависимос-
ти между основным Q и парциальным q расходами.

В общем случае имеем °г = J°q + Gq • где Oq^ и Одг — сред-
ние квадратические погрешности измерения расходов Q и q соот-
ветственно при градуировке. Если расход q при градуировке изме-
ряется тем же парциальным расходомером, то о9г = csq = 0,5-s-l %.
Больше неопределенности возникает при оценке Oq . Обеспечить
точное измерение расхода Qr, особенно в трубах большого диа-
метра, затруднительно. Только в лучшем случае можно принять
OQr = Cq?, тогда общую погрешность Oq 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 суммарная по-
грешность будет выше приведенных цифр. В эксплуатации по-
грешность может возрасти в случае засорения обводной трубки,
которое вызовет изменение градуировочной зависимости.
Глава 3

СУЖАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА
ДЛЯ МАЛЫХ ЧИСЕЛ РЕЙНОЛЬДСА

3.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА

Стандартные диафрагмы и сопла и тем более сопла и трубы
Вентури не применяют для малых чисел Re, где коэффициенты
истечения С и расхода а сильно зависят от Re. Вязкие же веше-
ства, в частности нефтепродукты, имеют числа Re порядка 10 -
104.

Из рис. 13 видно, что в области Re = 102-s-104 при уменьшении
Re коэффициент С у диафрагм возрастает, а у сопел — уменьша-
ется. Поэтому СУ, которые могли бы сохранить постоянство С в
этой зоне, должны по своим свойствам быть промежуточными
между диафрагмой и соплом, в частности плавность входной их
части должна быть промежуточной между соплом и диафраг-
мой.

Дополнительное сужение струи у них должно быть меньше, а
следовательно, коэффициенты сужения ц и расхода а больше, чем
у стандартной диафрагмы. Тогда при уменьшении числа Re (во
2-й зоне на рис. 13) у них будет меньше возрастание коэффици-
ента ц и появится возможность компенсации этого возрастания
увеличением коэффициента потерь (вследствие возрастания
коэффициента трения). Имеется несколько сужающих устройств,
в которых взаимная компенсация изменения коэффициентов ц и
приводит к достаточному постоянству коэффициента расхода
а в области небольших чисел Рейнольдса. К этим устройствам
относятся: двойная диафрагма, диафрагма с входным конусом,
диафрагма с двойным конусом, сопло четверть круга, сопло полу-
круга, комбинированное сопло и цилиндрическое сопло. Они от-
личаются друг от друга не только устройством, но и областями
чисел Re, в пределах которых у них сохраняется постоянство ко-
эффициента а.

До недавнего времени ни одно из этих устройств не было стан-
дартизовано. Одна из причин этого — трудность точного их вос-
произведения при малых диаметрах d и D, другая — недостаточ-
ная полнота выполненных исследований для отдельных типов
устройств и противоречивость результатов, полученная исследо-
вателями в некоторых случаях. Дело в том, что при малых чис-
лах Re в области ламинарного движения нужны более длинные
прямые участки труб для образования законченного профиля
скорости [16, 17], чем при турбулентном режиме. Согласно рабо-
там Никурадзе, после входного отверстия с хорошо закругленны-
ми краями необходимо для этой цели при ламинарном движе-
нии иметь прямой участок трубы длиной I = 0,0065.0 Re, следова-
тельно, при Re = 2320 этот участок I = 1500. При турбулентном
же режиме достаточна длина I = (30+40)0. Не все исследователи
имели в своих опытах прямые участки такой длины, что и приве-
ло 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 встречаются и ламинарный и турбу-
лентный режимы, при которых значения коэффициента а будут
различны. Характер движения потока сильнее отражается на
разбросе значений а при больших отношениях т. Поэтому в об-
ласти малых чисел Re надо стремиться иметь сужающие устрой-
ства с небольшими т < 0,25+0,3.

Несмотря на отмеченные трудности, в 1984 г. вышли методи-
ческие указания РД 50-411-83, нормирующие применение двой-
ной диафрагмы, диафрагмы с коническим входом, цилиндричес-
кого сопла и сопла четверть круга и сегментной диафрагмы (см.
гл. 4).

Параметр шероховатости Ra проточной части всех этих сужа-
ющих устройств в зависимости от диаметра D трубопровода дол-
жен находится в пределах, указанных ниже.

D, мм Ra, мкм
10 0,13-0,25
15 0,20-0,38
20 0,27-0,50
25 0,34-0,63
32 0,43-0,80
40 0,54-1,00
50 и более 0,63-1,25

Параметр шероховатости Ra торцевых поверхностей должен
быть в пределах от 1,25 мкм до 0,68 мкм, а для остальных повер-
хностей сужающих устройств — в пределах от 20 мкм до 40 мкм.
Требования к неперпендикулярности и неплоскостности входной
торцевой плоскости те же, что и для стандартных сопел.

Диаметры отверстия с и ширина кольцевых щелей для отбора
давлений при D > 50 мм должны удовлетворять следующим тре-
бованиям: 0,01Z> < с < 0,02Z> при т > 0,45 и 0,01 < с < 0,03Z> при
т < 0,45. Кроме того, надо соблюдать условие: 1 мм < с < 12 мм.
Для диаметров же труб менее 50 мм необходимо соблюдать соот-
ношения: 0,01.0 < 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 менее
чем в четырех равноотстоящих диаметральных направлениях, не
должно превышать Ad/d =od/50. Значение Oj (%) выбирают так,
чтобы возникающая при этом дополнительная погрешность из-
мерения 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 Ra/D которых на прямом уча-
стке длиной 102) до сужающего устройства не превышает значе-
ний, приведенных в гл. 1.

Рекомендации ИСО допускают применение сужающих уст-
ройств для малых чисел Re, в частности диафрагмы с входным
конусом [15], даже на весьма шероховатых трубах, учитывая при
этом повышенное значение погрешности ста = 1 %. Но стремить-
ся надо применять лишь сужающие устройства с малыми значе-
ниями т < 0,2, при которых влияние шероховатости незначи-
тельно.

Отклонение Д2) (%) диаметра D трубы от расчетного значения,
которое определяется как среднее арифметическое из результа-
тов измерений в двух поперечных сечениях, т. е. у сужающего
устройства и на расстоянии 2D от него (в каждом сечении изме-
ряют D в четырех равноотстоящих направлениях), не должно
превышать = Ор/50 . При этом результаты отдельных из-
мерений должны отличаться не более чем на 0,3 % от среднего
значения D. Значения Ор выбирают так, чтобы возникающая при
этом дополнительная погрешность измерения расхода была в пре-
делах от 0,05 до 0,3 %. Допустимый эксцентриситет е между
осью сужающего устройства и осью трубы должен удовлетворять
условию е < 0,015Z> (D/d - 1).

Требования к необходимым длинам прямых участков труб до
и после I2 сужающего устройства те же, что и для стандартных
диафрагм и сопел. Более подробно см. РД 50-411-83 [9].

В этой методике даны формулы вычисления массового и объем-
ного расходов газов и жидкостей:

Qm = ае^1-л/2дРР и 9о = ае^Т~1/2ДР/Р>
4 4

а также объемного расхода сухого газа, приведенного к нормаль-
ным (стандартным) условиям:

nd2 гг~— nd2 I ДррТс

9с = «е—V2App /рс, или дс = «е—— -—

4 4 у PcjPc*k

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 дисковых ди-
афрагм, расположенных на расстоянии а = (0,3-5-0,5)21 друг от дру-
га. Давление р± отбирается у передней плоскости первой вспомо-
гательной диафрагмы, имеющей диаметр отверстия dj, а давление
Рг — У задней плоскости второй основной диафрагмы, диаметр
Рис. 31. Двойная диафрагма

отверстия которой d. Диаметр dy всегда
больше, чем d. Двойная диафрагма по
своим свойствам — промежуточная
между стандартной диафрагмой и стан-
дартным соплом, так как вспомогатель-
ная диафрагма при правильно выбран-
ном расстоянии облегчает вход потока в
отверстие основной диафрагмы. В связи
с этим потеря давления в ней меньше, чем
у стандартной диафрагмы, но больше, чем
у стандартного сопла (см. рис. 21), а зна-
чение коэффициента расхода а меньше,
чем у сопла, но больше, чем у диафраг-
мы.

Вельцхольц производил опыты на тру-
бах, имевших D = 50 и 100 мм, при а =
= 0,3D. Он получил для двойных диаф-

рагм с т, равным 0,1, 0,2, 0,3, 0,4, 0,5 и 0,6, значения коэффици-
ента расхода а, равные 0,694, 0,698, 0,710, 0,729, 0,757 и 0,798, и

значения Remin, равные 2000, 3500, 5000, 7300, 9700 и 29 000 соот-
ветственно. Исходя из этих значений выведена формула зависи-

мости а от т:

а = 0,692 + 0,11m2 + 0,3 m3,
погрешность которой не превосходит ±0,2 %.

Достоверность полученных значений а была подтверждена
опытами Кённеке на диафрагмах, имевших т = 0,2, ту =
= 0,504 и т = 0,504, ту = 0,878 при а = 0,3D. Опыты производи-
лись на трубе с D = 40 мм.

Следующие опубликованные в работе [1] исследования шести
двойных диафрагм, в которых т составляет 0,103, 0,199, 0,298,
0,398, 0,497 и 0,601 и mj — 0,3, 0,53, 0,688, 0,816, 0,896 и 0,958
соответственно при а = 0.5D, 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
проводили с погрешностью, не превышающей 0,3 %. Их резуль-
таты аппроксимируются формулой

а =0,6836 + 0,243m1-82.

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 Remin для т от 0,1 до 0,4. Но для
больших m = 0,5+0,6, вероятно, из-за разных длин прямых участ-
ков получились разные значения Remin. Так, у Кённеке [21] по-
лучилось Remin = 15 000 при т = 0,5, в то время как по данным
работы [1] Remin = 6600 для т = 0,5 и Remin = 7500 для т = 0,6.
Верхняя же граница чисел Рейнольдса Remax = (2+3,5) • 105 при
т = 0,2+0,5.
В документе РД 50-411-83 принята двойная диафрагма с рас-
стоянием а = (0,5±0,01)D, коэффициент расхода которой следует
определять по указанной формуле. Погрешность са = ± 0,5 %.
Относительную площадь первой по ходу потока диафрагмы
надо определять в зависимости от относительной площади т ос-
новной диафрагмы по формуле

= -0,01965 + 3,5678m - 4,6298m2 + 2,3306m3.

Кроме того, для облегчения расчета дана формула

m =-0,0002 + l,4708ma - 0,1354 (ma)2 - 0,7707 (ma)3,
связывающая m c ma, справедливая для 0,0687 < ma < 0,2.

Множитель е можно вычислять по формуле (41).

Профиль проточной части каждой диафрагмы должен удов-
летворять тем же требованиям, что и для стандартных диафрагм.
Допуск на диаметр dy вспомогательной диафрагмы ±0,2 %. Со-
гласно РД 50-411-83 для двойных диафрагм, имеющих т, равное
0,1, 0,2, 0,3, 0,4, 0,5 и 0,6, значения Remin составляют 2500, 3500,
5000, 7300, 10 000 и 15 000, а Remax — 1,5 105, 2 • 105, 2,5 • 105,
3 • 105, 3,5 • 105 и 4 • 105 соответственно. Допустимые значения D
от 40 до 100 мм, т от 0,1 до 0,5 и d от 12,7 до 70,5.

Двойную диафрагму можно рассматривать как своеобразную
диафрагму с коническим входом, характеризуемым углом 24х
(рис. 31), где ¥ = arctg (di - d)/2a; причем для данного расстоя-
ния а угол V сохраняет приблизительно постоянное значение (4х =
= 21±3° при а = 0,3D и Т = 14±2° при а = 0,5D) при всех т.
Постоянство угла 4х предопределяет соответствующее постоян-
ство коэффициента сужения ц у двойной диафрагмы, который
равен 0,7±0,01 для всех d/D от 0,2 до 0,75.

Затупление входных кромок обеих диафрагм очень мало вли-
яет на коэффициент расхода а двойной диафрагмы, потому что
затупление кромки передней диафрагмы приводит к уменьше-
нию, а затупление кромки основной диафрагмы — к увеличению
этого коэффициента. Необходимые прямые участки перед двой-
ной диафрагмой в некоторых случаях несколько меньше, чем
у стандартной 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 [3] сужающее
устройство, состоящее из пяти диафрагм, диаметры отверстий ко-
торых постепенно уменьшаются.

Другая разновидность двойной диафрагмы исследована в ра-
боте [11]. В этой диафрагме, имеющей диаметр отверстия d, к вход-
ной плоскости прикреплена цилиндрическая насадка длиной I,
у которой внутренний диаметр d^ больше d. Коэффициент расхо-
да а этого устройства близок к а для двойной диафрагмы при
соответствующих d/di и 1/D.

3.3. ДИАФРАГМА С ДВОЙНЫМ КОНУСОМ

Приведенная на рис. 32, а диафрагма имеет конический вход
с углом конуса 0 и конический выход с углом 45°. Характерис-
тика такой диафрагмы в значительной степени зависит от угла 0
и ширины входной части Ъ\. Было выполнено много исследова-
ний до установления оптимальных значений 0 и bj. В одной из
первых работ исследовали диафрагмы с 0 от 15 до 30° и с bj =
= 0,5d, а в дальнейшем — диафрагмы с 0 - 50° и с bj = 0,06d. Но
в работах [18, 21] не было подтверждено постоянство а в области
малых и средних чисел Re у этих диафрагм.

Наилучшие результаты были получены для диафрагм, имев-
ших 0 = 40°, bj = 0,06d и = 0,3d. 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 • 102 до 2 • 104 и
несколько больше а = 0,75 при малых числах Re от 5 • 10 до 5 • 102.
Шмидт и Шнейдер повторили опыты с такой диафрагмой и полу-
чили постоянное а = 0,75 в пределах Re от 5 • 10гдо 103, причем
более значительные числа Re в этих опытах не были достигнуты.

Рис. 32. Диафрагма с двойным конусом: а — схема диафрагмы; б —
зависимость а от т при 6= 40°; b\ = 0,06d; &2 = 0,3d; (• — Романенко;
х — Кастер и Мак-Вейх; Ф — Шлаг, Шмидт и Шиейдер; + —- Витте; О —
Латурел и Вейнек)
Затем Шлаг испытывал диафрагму с m = 0,122 и получил посто-
янные значения а= 0,75 в области Re от 6 • 102 до 3,5 • 103 и
а= 0,747 в диапазоне изменения Re от 3,5 • 103 до 9 • 103.

Диафрагмы в более широком диапазоне значений т были ис-
следованы [10] Романенко (вплоть до т = 0,37) и [20, 28] Кастне-
ром и Мак-Вейхом (т до 0,25).

Результаты всех этих опытов, проводившихся на воде, в отно-
шении значения а хорошо согласуются между собой (рис. 32, б);
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 = 0,25^0,36. Верхние границы значения Remax в этих опы-
тах не были установлены.

В дальнейшем [24] были проведены опыты на нефти. На тру-
бе 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
значения коэффициента а, а также границ применимости диаф-
рагм (особенно верхней границы Remax).

3.4. ДИАФРАГМА С КОНИЧЕСКИМ ВХОДОМ

Угол входного конуса у диафрагм (рис. 33) в зависимости 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 шириной
е = 0,021d±0,0025d. Толщина диафрагмы Е < 0,1.0. Со стороны
выхода у диафрагмы имеется цилиндрическая выточка. Ее диа-
метр d1 > 2d [9].

Диафрагма с входным конусом давно была разработана и ис-
следована английской фирмой «Кент», но ее характеристики опуб-
ликованы сравнительно недавно [20, 28]. Она включена в британ-
ские нормы, а подкомитетом ИСО/ТК-ЗО [15] были даны реко-
мендации по ее применению и приведены ее основные характе-
ристики. Последние даны в табл. 18, в которой 0 — угол входа,
Ъ — ширина конусной части диафрагмы, С — коэффициент исте-
чения. Допуск на угол 0 равен ±0,030, а на ширину Ъ — ±0,045.
Погрешность коэффициента истечения ос, а значит, и коэффици-
ента расхода оа, учитывающая влияние шероховатости трубы, рав-
на 1 %.
Рис. 33. Диа-
фрагма с вход-
ным конусом

Допустимые значения отношения d/D находят-
ся в пределах от 0,1 до 0,5. Для отношения d/D,
равного 0,1, 0,2, 0,3, 0,4 и 0,5, имеем Remip, равное
40, 40, 60, 120 и 260, и Rmax, равное 2 • 104, 4 • 104,
5 • 104, и 5 • 104 соответственно. Диафрагмы с вход-
ным конусом имеют самые малые допустимые зна-
чения Rmin по сравнению со всеми другими сужаю-
щими устройствами. Наименьший допустимый ди-
аметр D равен 12,5 мм для гладких труб, 25 мм для
сварных, 50 мм для весьма шероховатых труб, на-
пример покрытых ржавчиной. Наименьшая реко-
мендуемая ИСО длина прямого участка трубы пе-
ред диафрагмой = (30^-35)0, но допускается ее
уменьшение до 12Л. После диафрагмы достаточ-
на длина l2 = 5D. Наименьшее допустимое значе-
ние d = 6,25 мм. В ряде исследований [20, 28] были
подтверждены значения коэффициента а при усло-

вии, что d > 6 мм.

В документе РД 50-411-83 даны следующие формулы для оп-
ределения коэффициента расхода а в зависимости от т и т

в зависимости от произведения та:

а = 0,73095 + 0,2726m - 0,7138m2 + 5,0623m3;

m = l,3658ma - 0,5679 (ma)2 при 0,00734 < ma < 0,07;

m = l,3568ma - 0,2912 (ma)2 - 2,2345 (ma)3
при 0,07 < ma < 0,2081.

В табл. 19 приведены значения а и ma, подсчитанные по этим
формулам.

Поправочный множитель е для диафрагм с входным конусом
определяется из уравнения е = 0,25 + 0,75ес, где Eq — соответ-

Таблица 18

Характеристики диафрагм с входным конусом по ИСО

d/D в,... ° d/b С d/D в,... ° 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 36,4 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
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
0,1 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

ствующий поправочный множитель для стандартного сопла. По-
грешность ое = 7,5 (1 — Ед).

В британский стандарт BS 1042 диафрагма с входным кону-
сом введена уже более двадцати лет, но с постоянными значени-
ями входного угла 0 = 45°±1° и шириной конусной части b =
= 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 до
200 000). В результате исследования 25 таких диафрагм на трубе
с D = 50 мм в области чисел Re от 2000 до 20 000 при отношении
d/D, равном 0,2, 0,3, 0,4 и 0,5, были получены средние значения
коэффициента С, составляющие 0,739, 0,732, 0,734 и 0,736 соот-
ветственно [27].

3.5. КОНУСНАЯ ДИАФРАГМА

Конусная диафрагма, предложенная и исследованная Курато-
вым [23], состоит (рис. 34) из конической части длиной Ь с углом

входа 0. Были исследованы диафрагмы с уг-
лами 0, равными 15° и 25°, и отношениями
b/d от 0,3 до 1. Диафрагмы имели т, равное
0,09, 0,16 и 0,25. Наилучшие результаты по-
лучены при угле 0= 15° и отношении b/d = 1.
Зависимость коэффициента расхода а от т
для подобных диафрагм определяется урав-
нением а = 0,816428 + 0,850624m —
- 0,76795m2. Для m, равных 0,09, 0,12, 0,16,
0,20 и 0,25, имеем соответствующие значе-
ния а: 0,887, 0,907, 0,933, 0,956 и 0,981.
Область чисел Рейнольдса, в пределах кото-
рых сохраняется постоянство а, сравнитель-

Рнс. 34. Конусная диа-
фрагма Куратова:

0 — 15°; b - d; d1 = d + 4 мм;
£<0,lZ>

8 П. П. Кремлевский
но небольшая и зависит от т. Так, для т, равных 0,09, 0,16 и 0,25,
имеем границы этой области Remin - Rmax: 146—675, 263—1229
и 285—1592 соответственно.

В работе [9] приведены краткие результаты исследования ряда
конических диафрагм при т, равном 0,03, 0,15, 0,25, и углах вхо-
да 0, равных 20, 30, 40, 60 и 90°. Постоянство коэффициента рас-
хода а было обнаружено лишь при 0 = 90°±1° в диапазоне
(900m + 30) < Re < 3000 при d > 10 мм. Для определения а дана
формула а= 0,7632 - 0,1007m + 0,8974m2. Толщина этих диаф-
рагм при m < 0,25 равна d/2.

3.6. СОПЛО ЧЕТВЕРТЬ КРУГА

Сопло четверть круга — одно из наиболее исследованных су-
жающих устройств, предназначенных для малых чисел Re. Воз-
можные четыре разновидности этого сопла показаны на рис. 35.
Профиль сопла образуется дугой радиуса г. Во всех случаях, ког-
да центр радиуса г находится в пределах диаметра трубы
(рис. 35, а—в), профиль сопла равен четвертой части окружности,
соединяющейся по касательной с торцевой плоскостью 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 правиль-
ным выбором радиуса г. Оказывается, что при увеличении т от
0,05 до 0,48 радиус г должен значительно возрастать. При этом
отношение r/d увеличивается от 0,1 до 0,446. В связи с этим при
малых т радиус г оказывается меньше толщины сопла s, которая
обычно равна 0,10 (рис. 35, а). С увеличением m радиус г стано-
вится равным s (рис. 35, б), а затем (рис. 35, в) радиус г делается
уже больше толщины сопла s.

Первые опыты с соплами четверть круга на трубе с D = 100 мм
и длиной прямого участка 22D 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. 20. Ферроглио [18] повторил эти

Рис. 35. Сопло четверть круга: а — г < в; б — s = г; в — г > в; г — г >
>(D- d)/2
Результаты опытов с соплами четверть круга

т r/d Коэффициент расхода а Область применения по Кённеке [22] m* rfd* a*
[22] [18] Re , min Re max
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.

исследования на трубе с D = 80 мм и подтвердил достоверность
результатов Кённеке. На рис. 36 приведены кривые зависимости
r/d от т, построенные по данным табл. 20. Необходимо строго
придерживаться этих значений, чтобы не нарушить постоянство
r/d и, следовательно, не нарушить постоянство а. Для сопел чет-
верть круга наибольшее значение т - 0,49.

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, полученные Кён-
неке. В опытах, проведенных в Индии на трубе с D = 100 мм

[25], значения а совпали с данными предыдущих опытов при
d/D = 0,225 и 0,4, но оказались на 1,5-2,5 % выше при d/D,
равном 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 = 0,16-5-0,23, но оказались меньше на

2,5 % при малых т = 0,04-5-0,1.

Кабза исследовал сопла четверть круга [4, 6] в трубах малого

диаметра с D, равным 15, 25, 32 и 40 мм. В трубе с D = 40 мм при

т, равном 0,09, 0,16, 0,25,
0,36 и 0,49, он получил
соответствующие значе-
ния а: 0,781,0,794, 0,821,
0,900 и 1,01, которые хо-
рошо совпадали с данны-
ми Кённеке. Испытания
сопел в трубах с D =
= 32 и 25 мм дали те же
значения а. (лишь на 0,5-
1 % больше). В трубе же

Рис. 36. Зависимость r/d от т для сопел чет-
верть круга

с D - 15 мм при т, рав-
ном 0,09, 0,16,0,25, 0,36
и 0,49, были получены значения а, составляющие 0,814, 0,820,
0,850, 0,932 и 1,05 соответственно, которые на 4—5 % больше, чем
в трубе с D = 40 мм. Увеличение а при малых D объяснимо, если
учесть большее влияние шероховатости трубы. Менее ясно, поче-
му у Кённеке при испытании сопла с т = 0,1225 и r/d = 0,114 на
трубе с D = 100 мм коэффициент 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]. Первой была выведена формула
8=1 — (0,484 -I- 1,54т2) Ьр/рук при средней квадратической по-
грешности стЕ = 1,25 Др/pi. Опыты Кабзы дали значения е немно-
го 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
воспроизведения. В связи с этим исходя из r/d = 0,1 (для малых
т) получим наименьший диаметр сопла d = 6 мм. Кённеке реко-
мендует 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 Remjn. Так, при
т = 0,25 различные исследователи получили Remjn, изменяющее-
ся в пределах от 330 до 4000. Причиной этого, как показали опы-
ты Богемы с сотрудниками [13], являются различные длины пря-
мых участков, которые были у разных исследователей. На
рис. 37 показана зависимость коэффициента истечения С от чис-
ла Re у сопла четверть круга с d/D = 0,59 при различных длинах
I прямого участка трубы перед соплом. Во всех случаях коэффи-
циент С вначале увеличивается с ростом Re, достигая максимума
в области Re от 1000 до 3000, а затем уменьшается и при Remin
принимает постоянное значение, которое сохраняет до Remax. Толь-
ко при длине I = 134D и более образуется ламинарный профиль
скоростей, а при меньших длинах — переходный профиль с раз-
личной степенью турбулизации, что и обусловливает различные
значения Remin при различных длинах I. Если поместить на рассто-
янии 3D перед соплом сетку, турбулизирующую поток, то горбы,
показанные на рис. 37, исчезнут и Remin существенно снизится.

Чем меньше d/D, тем меньше влияние длины I на а и Rem,n.
Учитывая, что на практике могут быть самые разные длины пря-
мых участков I, следует для надежности принимать Remin =
= 1000^-2000 для т = 0,25 и Remjn = 4000^6000 при больших 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 (вслед-
ствие относительной крутизны профиля сопла) происходит от-
рыв струи и замедление роста а. По мере же сужения струи и
коэффициента неравномерности fej, кривая изменения коэффици-
ента а, достигнув максимума (рис. 37), начинает падать. В даль-
Рис. 37. Влияние длины прямого участка трубы на зависимость
коэффициента С от Re

нейшем (в связи с уменьшением темпа сужения струи) а не ме-
няется с ростом Re, так как уменьшение коэффициента сопро-
тивления £, компенсирует влияние увеличения и уменьшения
ц. Возрастание а начинается с момента возврата струи к стенке
сопла (см. рис. 4), который у сопла четверть круга (вследствие
отсутствия цилиндрической части на выходе) происходит при чис-
лах Re = 1 • 105 -г- 2 105, т. е. значительно больших, чем у стан-
дартного сопла (при Re = 2 • 104 + 3 • 104). Благодаря этому и
достигается сравнительно большая зона постоянства а у сопла
четверть круга в области средних чисел Re. Это постоянство на-
рушается, если отношения r/d отличаются от рекомендованных
(см. рис. 36) или профиль сопла шероховатый. В связи с этим к
точности изготовления сопла четверть круга предъявляются вы-
сокие 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 т с произведением та:

т = - 0,0004 + 1,3074та + 0,1027 (та)2 - З,255(та)3

при 0,0385 < 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 т, равного 0,05, 0,1, 0,2, 0,3, 0,4 и 0,49, имеем Remin, равное
2000, 2000, 2300, 3500, 4000, 5000, и Remax, равное 35 000, 45 000,
80 000,100 000,120 000, 200 000 соответственно.

Согласно РД 50-411-83 сопла четверть круга имеют погреш-
ность оа= ± 1 % и допускаются при D от 25 до 100 мм, т от 0,05
до 0,49 и d от 6 до 70 мм.

В работе [2] приведены результаты испытания сопел сектор
круга при т = 0,15, 0,25 и 0,49, близких по профилю к соплу,
изображенному на рис. 35, г, с той лишь разницей, что центр ради-
уса г, которым очерчивается профиль сопла, находится не снару-
жи, а внутри диаметра трубы D. Оптимальный центральный угол
сектора круга 0 = 70°. Отношения r/d те же, что и у сопел чет-
верть круга (см. табл. 20 и рис. 36). У сопел сектор круга Remjn
несколько больше, a Remax существенно больше, чем у сопел чет-
верть круга.

3.7. ЦИЛИНДРИЧЕСКОЕ СОПЛО

Имеются два типа цилиндрических сопел: несимметричное
(рис. 38, а) и симметричное (рис. 38, б). Первое было предложено
Кённеке [22] вместе с соплом четверть круга и комбинированным
соплом. Результаты его опытов на трубе, имевшей D = 40 мм, при-
ведены в табл. 21 и на рис. 39).

В дальнейшем цилиндрические несимметричные сопла иссле-
довали в США [19], Японии и Польше [5].

Опыты [19] на трубе с D - 100 мм хорошо подтвердили значе-
ния а, полученные Кённеке, а также высокие значения Remax, при-
веденные в табл. 21. Эти опыты не позволили установить точные
значения Remin, но во всяком случае они оказались много боль-
ше, чем у Кённеке, который проводил опыты при недостаточной
длине прямого участка трубопровода. Одновременно опыты [19]
показали возможность некоторого уменьшения длины z сопла, по
сравнению с данными табл. 21 и рис. 39. Но при этом наблюда-
лось и незначительное уменьшение значения а.

Рис. 38. Цилиндрические сопла: а — несимметрич-
ное; б — симметричное

Рис. 39. Зависимость г/d от
т для цилидрических сопел
Таблица 21

Характеристика цилиндрических сопел по Кённеке

т г/d а а по [19] Re , min Re max
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 японских опытах исследовали несимметричные цилиндри-
ческие сопла, имевшие d/D, равное 0,2, 0,4, 0,6, 0,7 и 0,8, на трубе
с D = 20 мм. Опыты проводили на воздухе и углекислом газе
в ограниченной области чисел Re от 2000 до 10 000. Сопла имели
повышенную длину г = 3d. Получено стабильное а, но его значе-
ние на 0,5-1 % оказалось меньше, чем у Кённеке.

В опытах Кабза [5] исследовал сопла на трубах, имевших D,
равный 40, 32, 25 и 15 мм. Значения а при D = 40 мм совпали
с данными Кённеке. С уменьшением диаметра трубы было уста-
новлено увеличение а, незначительное при D = 32 и 25 мм, но
существенное (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 РД 50-411—83
приведены следующие формулы, связывающие а с т и т с та:

а = 0,80017 - 0,01801m + 0,7022m2 - 0,322m3;

m = l,2486ma - 0,0279 (ma)2 - 1,6328 (ma)3 + 1,6979 (ma)4.

Последнее уравнение справедливо при 0,008 < ma < 0,4518,
погрешность oa = ± 1 %.

Согласно РД 50-411-83, цилиндрические несимметричные со-
пла допустимо применять при D от 25 до 1000 мм, m от 0,01 до
0,49 ийот 2,5 до 70 мм. Прит, равном 0,01, 0,05, 0,10, 0,15, 0,25,
0,35 и 0,49, допустимые значения Remin составляют 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 со-
пла. Длина сопла г должна приниматься исходя из рис. 39.

Симметричные цилиндрические сопла предложил Кабза. Он
исследовал их на трубах, имевших D, равный 40, 32, 25 и 15 мм
при m в пределах от 0,09 до 0,64. Значения z/d соответствовали
данным табл. 21.

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 Remin возрастает от
1500 до 5000, а значение Remax — от 4 • 104 до 2 • 105 (при D = 25;
32 и 40 мм) и от 2,5 104 до 1,3 • 105 (при D = 15 мм).

Области постоянства а у симметричных и несимметричных
цилиндрических сопел совпадают, но первые обладают двусто-
ронним действием и у них удобно осуществлять камерный от-
бор давления.

Достоинство цилиндрического сопла — простота изготовления,
недостаток — неизбежность в процессе эксплуатации притупле-
ния входной острой кромки, в результате которого коэффициент
расхода а будет возрастать и одновременно, как показали опыты
[2], будет возрастать и значение Remin. Последнее приводит к
уменьшению области постоянства а, особенно значительному при
малых т.

3.8. КОМБИНИРОВАННОЕ СОПЛО

Комбинированное сопло, профиль которого показан на рис. 40, а,
является сочетанием сопла четверть круга на входе и цилин-
дрической части, имеющей длину z на выходе. Зависимость z от d и
от т приведена на рис. 40, б. Радиус входной части см. на рис. 36.

Рис. 40. Комбинированное
сопло: а — профиль сопла;
б — зависимость длины
z/d от т

Рис. 41. Зависимость а от т для сопел:

1 — четверть круга; 2 — цилиндрического; 3 — ком-
бинированного
Комбинированное сопло предложено Кённеке [22] в виде допол-
нения к соплу четверть круга и предназначено только для боль-
ших 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 постоянства по Кённе-
ке находится в пределах чисел Re от 3 • 103 до 2 • 105. На рис. 41
даны значения коэффициента расхода а в зависимости от т для
комбинированного сопла, а также сопла четверть круга и цилин-
дрического несимметричного. Профиль комбинированного сопла
имеет сходство с профилем стандартного сопла, но входная часть
очерчена не двумя, а одним небольшим радиусом, а цилиндри-
ческая часть значительно длиннее. Значения а у него немного
меньше, чем у стандартного сопла.

3.9. СОПЛО ПОЛОВИНА КРУГА

Профиль этого сопла имеет в сечении половину окружности с
радиусом г. Очевидно, что толщина проточной части, которая
одновременно может быть и толщиной сопла, 8=2. Результаты
первого исследования сопла половина круга опубликованы Гизе
в 1933 г. Лучшие показатели имели сопла при т = 0,09, r/d =
= 0,125 и s/d = 0,25 на трубе с D = 40 мм. При коэффициенте
а = 0,8 сохранялось постоянство в пределах чисел Re от 300 до
10 000. Кённеке на трубе с D = 40 мм испытал два сопла с т =
= 0,056 и т = 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 подтверждается результатами Гизе.
Но при использовании сопла с т = 0,056 результаты оказались
хуже. В дальнейшем в 1942, 1950 и 1968 гг. [28] испытывали
сопла с т в пределах от 0,01 до 0,14. Лучшие результаты были
получены при отношении s/d = 0,25. При этом выяснилась труд-
ность точного воспроизведения профиля сопла половина круга
(особенно при малых толщинах s). Так, для четырех сопел с т =
= 0,04 и s/d = 0,25 при D = 40 мм, имевших s = 8 мм и изготовлен-
ных в разных мастерских, 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 ма-
лых или средних чисел Рейнольдса надо прежде всего учитывать
диапазон этих чисел, в пределах которых сохраняется постоян-
ство 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
коэффициента С от числа Re для различных сужающих устройств
при т = 0,2 (у сопла половина круга при т = 0,1 и у комбиниро-
ванного сопла при т = 0,5). На этом рисунке видны зоны посто-
янства коэффициента С.

Для всех устройств, предназначенных для работы в области
малых и средних чисел Re, коэффициенте меньше, чем для стан-
дартного сопла, но больше, чем для стандартной диафрагмы. Сле-
довательно, эти устройства — промежуточные по своим свойствам
между стандартными диафрагмами и соплами.

У рассматриваемых устройств диапазоны чисел Re, в пределах
которых сохраняется постоянство коэффициента С, различны, осо-
бенно в отношении Remin. Значения же Remax этих устройств
близки к значениям Remjn для стандартных диафрагм и сопел.

Наименьшие значения Remjn = 40+260 имеет диафрагма с вход-
ным 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 сторону
средних чисел Re. Так, у двойных диафрагм Remin = 2 • 103+1 • 10 ,
а Remax = 2 • 105+3,5 105. Двойные диафрагмы применимы в
большом диапазоне т от 0,09 до 0,64. Коэффициенты расхода у
этих диафрагм определены достаточно надежно, но их недоста-
ток — возможность засорения пространства между двумя диаф-
рагмами.

У сопла четверть круга, цилиндрического и комбинированного
Remjn изменяется в пределах от 1 • 103 до 5 • 103+8 • 103, a Remax —
от 3 • 104+6 • 104 до 1,5 • 105+2,5 • 10б. У сопла четверть круга

Рис. 42. Зависимость коэффици-
ента истечения С от числа Рей-
нольдса:

1 — стандартная диафрагма (т =
- 0,2); 2 — двойная диафрагма (т =
= 0,2); 3 — диафрагма с двойным ко-
нусом (т - 0,2); 4 — диафрагма с
входным конусом (т = 0,2); 5 —
сопло четверть круга (тп = 0,2); 6 —
сопло полкруга (т = 0,1); 7 — ци-
линдрическое сопло (т = 0.2); 8 —
комбинированное сопло (тп = 0,5);
9 — конусная диафрагма (тп = 0,2);

10 — стандартное сопло (тп = 0,2)
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. Комбинированные
сопла применяют только при т от 0,45 до 0,75, причем лучшее
постоянство а наблюдается при т > 0,58, но при больших т воз-
растает влияние шероховатости трубы на коэффициент а. Коэф-
фициенты расхода у всех этих сопел также достаточно достовер-
ны, но имеется определенная трудность в точном изготовлении
сопла четверть круга и комбинированного, особенно при малых
значениях радиуса г.

Сопла половина круга хотя и имеют малые значения Remin =
= 60-5-200, 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 целесообраз-
ны также конические диафрагмы с углом конусности 90°. Для
чисел Рейнольдса, которые больше, чем 1000-3000, подходят двой-
ные диафрагмы, сопла четверть круга и цилиндрические сопла.
Но у последних коэффициент расхода а будет зависеть от степени
притупления входной кромки. Перечисленные сужающие устрой-
ства (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 вос-
произведения любого сужающего устройства. Кроме того, в боль-
шинстве случаев следует избегать применения т, которое больше,
чем 0,2-0,3. При этом уменьшается влияние на коэффициент а
как шероховатости труб, так и ширины 8 кольцевых щелей для
отбора давлений [2, 8].
Глава 4

ОСОБЫЕ ТИПЫ И ОСОБЫЕ СЛУЧАИ
ПРИМЕНЕНИЯ СУЖАЮЩИХ УСТРОЙСТВ

4.1. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА ЗАГРЯЗНЕННЫХ ВЕЩЕСТВ,
СЕГМЕНТНЫЕ, ЭКСЦЕНТРИЧНЫЕ И КОЛЬЦЕВЫЕ ДИАФРАГМЫ

При измерении расхода загрязненных жидкостей и газов в
горизонтальных трубах целесообразно применять сужающие ус-
тройства, у которых проходное отверстие расположено в нижней
части трубопровода. Такое устройство — сегментная диафрагма,
имеющая в верхней части трубы перегородку с горизонтальной
кромкой. Если высота перегородки hn > D/2, то проходное отвер-
стие имеет форму сегмента (см. рис. 1, г). Если йп < D/2, то форму
сегмента имеет сама перегородка. Кроме сегментной (значитель-
но реже) применяют эксцентричную диафрагму с круглым от-
верстием 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
0,005В < е < 0,020В, а выходной угол равен 45°. Толщина диаф-
рагмы Е < 0,05В. Высота сегмента h и его площадь f определяют-
ся центральным углом сегмента и диаметром трубы В:

Л = В (1 - cos Т/2)/2; f = В2 (Тл/180 - sin \|/)/8.

Относительная площадь т диафрагмы зависит от высоты сег-
мента h и диаметра В и определяется по формуле

т = arccos(l - 2h / В)180 - (1 - 2Л / B)^l — (1 - 2Л / В)2 / л.

В большинстве случаев у сегментных диафрагм применяют
угловой способ отбора давлений. Отверстия для сбора 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 верти-
кали возрастает от 20 до 120°.

Коэффициенты расхода а у сегментных диафрагм с угловым
отбором определяли на трубах диаметром 80-300 мм Ломан, Вит-
те, а также Хернинг, Лугт и Воловский [5, 6]. На основе этих
опытов, согласующихся друг с другом в пределах ±1 %, составле-
на табл. 22, приведенная в рекомендациях ИСО [5] по примене-
нию сегментных диафрагм. Из табл. 22 следует, что значения
коэффициентов расхода а у сегментных и у стандартных диаф-
рагм близки друг к другу (особенно при малых т). Нижнее до-
пускаемое число Рейнольдса Remin у сегментных диафрагм значи-
Таблица 22

Значения а, та н Remin для сегментных диафрагм

d/D т а та *4.1,.
0,150 0,10 0,608 0,0608 5 • 103
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 2 104
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 • 104

тельно меньше, чем у стандартных. В этом их существенное пре-
имущество. Значение Remax согласно работе [5] равно 106 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 при-
водит к увеличению коэффициента а, который тем больше, чем
больше отношение rK/h, тр,е гк — средний радиус закругления
кромки. Значение соответствующего поправочного множителя гп
приведено на рис. 43 по данным работы [50]. При равных значе-
ниях rK/h и rK/d, а также равных значениях т величина k„ у
сегментных диафрагм меньше, чем у стандартных. Это объясня-
ется меньшим отношением длины ZK входной кромки к площади
отверстия у сегментной диафрагмы (особенно при больших т).
Так, длина 1К у сегментной диафрагмы 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 Л > 200-5-300 мм износ входной кромки

практически уже не сказывается на а.

Поправочный множитель йш
на шероховатость трубы тот же,
что и для стандартной диафраг-
мы при одинаковой относитель-
ной шероховатости k/D. То же
можно сказать и в отношении
длины прямого участка.

Поправочный множитель е
при угловом отборе рекоменду-
ется [5] брать таким же, как и
у стандартных диафрагм, при
тех же т, х иРг/Р1> хотя соглас-
но опытам [2] он у сегментных
оказался на 0,3 % меньше.

Рис. 43. Поправочный множитель /гп на
притупление входной кромки сегмент-
ной диафрагмы (гк — радиус закругле-
ния кромки; h — высота сегментного
отверстия диафрагмы)
Согласно работе [5], предельные погрешности 5а= ± (1,2 + 3m2) %
и 5е = ± (8Др/рх) %.

Для сегментных диафрагм (по сравнению со стандартными
сужающими устройствами) необходимо более точное знание зна-
чения действительного диаметра трубопровода!). Кроме того, что-
бы избежать случайного уменьшения проходного отверстия при
монтаже рекомендуется [5] иметь некоторое превышение ДО внут-
реннего диаметра обода диафрагмы, в котором сделаны отвер-
стия для отбора давлений pi и р2, над диаметром D. При этом
надо соблюдать условия: &D/D < 4 % и ZkD/Z) 100 % < [O,lZ>/b х
х (0,1 + 2,3т2)] %, где Ь < 0,5В — 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 гид-
росмесей [16].

В РД 50-411-83 установлен предельный допуск (±10°) на от-
клонение мест отбора давлений от вертикального диаметра и даны
следующие формулы, связывающие ас 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,

справедливая при 0,0608 < та <0,3365;

h/D = 0,04605 + 1,1997m - 0,9637m2 + 0,7612m3.

В этом документе значения а и Re соответствуют тем, кото-
рые приведены в табл. 22, а Remax = 106. Погрешность
оа = ± (0,6 + 1,5 m2), а 5е = ± 4Ap/pp

Для измерения расхода загрязненных веществ предложены эк-
сцентричная и кольцевая диафрагмы помимо сегментных. Экс-

центричная диафрагма имеет такое
же круглое проходное отверстие, как
и стандартная диафрагма, но сме-
щенное относительно оси трубопро-
вода (обычно вниз). Она была ис-
следована в США и нашла там не-
которое применение. Позднее была
предложена кольцевая диафрагма,
состоящая из диска 1 (рис. 44) с ос-
трой входной кромкой, переходя-
щей на выходе в усеченный конус.
Диск установлен на трубчатом
держателе 3, в котором проложе-
ны импульсные трубки, соединен-
ные с отверстиями 2 для отбора
давлений р± и р%. Диаметр диска d меньше диаметра трубопрово-
да D, поэтому между ними образуется кольцевое отверстие шири-
ной (D - d)/2 для прохода измеряемого вещества. Подобная ди-
афрагма менее чувствительна к деформациям потока, которые
вызваны местными сопротивлениями, чем стандартные диафраг-
мы и сопла. Разновидностью кольцевой диафрагмы можно счи-
тать предложенное в Японии сужающее устройство, состоящее из
расположенного по оси трубы полого стержня с полусферической
головкой. Давление р\ отбирают на расстоянии 1,5.0 перед стер-
жнем, а давление Р2 — в точке перехода полусферы в цилиндр.

Для того чтобы избежать быстрого износа кромок сужающих
устройств твердыми частицами в сильно загрязненных жидко-
стях, в Институте гидромеханики (г. Киев) предложено* изме-
рять перепад давления в конфузоре, перед которым располагает-
ся диффузор. Так, на трубе с О = 600 мм установлен диффузор с
углом конусности 12°, выходной диаметр которого равен 800 мм.
Затем расположена цилиндрическая часть длиной 100 мм и кон-
фузор с углом конусности 24° и выходным диаметром 600 мм.

4.2. СУЖАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА С ПЕРЕМЕННЫМ ОТВЕРСТИЕМ

Сужающие устройства с переменной площадью переходного
отверстия были предложены либо для компенсации изменения
плотности газа, расход которого измеряется, либо для достиже-
ния желаемой (обычно линейной) зависимости между расходом
вещества и измеряемым перепадом давления.

В первом случае исходят из уравнения

где Fo — площадь отверстия при плотности вещества рг, приня-
той при градуировке; Fx — площадь отверстия при имеющейся
площади вещества р. / ____.

Из предыдущего уравнения следует, что Fx = F^-Jpr / Р> т. е.
площадь отверстия надо изменять пропорционально р1^2, а для
газа — пропорционально у/Т / р . Сужающее устройство, в кото-
ром это выполняется, показано на рис. 45. Оно состоит из диаф-
рагмы 1, площадь отверстия которой изменяется пропорциональ-
но у]Т / р при перемещении профилированного плунжера 2. Ось
плунжера укреплена на крышке 4 у двух сильфонов 3, между
которыми находится газ. Последний изменяет свой объем с из-
менением температуры Т и давления р окружающего газа; при

* Дименский К. В., Федоров С. А. Коэффициент расхода дифманометрического
расходомера с расширяющимся приемным устройством // Гидромелиорация и
гидротех. стр-во.— Львов: Вища шк., 1977.— Вып. 5.— С. 41—44.
Рис. 45. Диафрагма с профилирован-
ным стержнем, изменяющим про-
ходное отверстие обратно пропорцио-
нально Jr / р

Рис. 46. Диафрагма с профилированным
стержнем, обеспечивающая пропорцио-
нальность между расходом и перепадом
давления

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 из-
меряемым перепадом давления предложено устройство, показан-
ное на рис. 46. Оно состоит из профилированного плунжера 2,
соединенного с пружиной 4, который воспринимает динамичес-
кое давление потока и перемещается внутри диафрагмы 3. Дав-
ления и Р2 отбираются через отверстия 1 и 5.

Для определения необходимого профиля плунжера имеем три
уравнения: 1) расхода § = а/кЛ/2рДр, где /к — кольцевая площадь
отверстия диафрагмы; 2) требуемой линейной зависимости q = k
&р, где k — коэффициент пропорциональности; 3) равновесия
плунжера, определяемого равенством давления потока на плун-
жер и реакции пружины ФпР^к/п / 2 = ch, где ок = q/fK— ско-
рость потока в кольцевой площади fK; фп — коэффициент сопро-
тивления в стесненном потоке, учитывающий разницу давлений
Pi и Р2 с обеих сторон плунжера; /п — наибольшая площадь по-
перечного сечения плунжера; с — коэффициент жесткости пру-
жины; h — перемещение плунжера.

Решая совместно эти три уравнения, получим зависимость
между fK и Л в виде /2 = kKh, где kK = (ей2 / 2)фпа4/пр3.

Учитывая, что fK = л^г2 - г2), где го и гп — радиусы отверстий
диафрагмы и плунжера соответственно, получим уравнение для
определения радиуса плунжера гп в зависимости от Л:

'•п =Г2-(йкй)1/2/Я.
Возможно также устройство, у которого гп = const, а перемен-
ным является го сужающего устройства.

Второе достоинство расходомера с линейной зависимостью
между q и h — 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 уст-
ройства ±1 %. Для малых диаметров труб от 6 до 100 мм та же
фирма разработала вариант устройства, в котором профилиро-
ванный плунжер неподвижен, а перемещается диафрагма, укреп-
ленная на упругом сильфоне [7]. Американская фирма «Алан
Колхан Инжинерин» (Alan Colhan Engineering) выпускает сужа-
ющее устройство с переменной площадью прохода на основе тру-
бы Вентури [8].

Английская фирма «Багсо» выпускает расходомер «Gilflo» для
пара, газа и жидкостей, основа которого — расходомер, подобный
изображенному на рис. 46. Диапазон измерения расходов 1:100.
Перепад давления при gmax равен 3,45 • 104 Па (0,345 кгс/см2).

4.3. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА

В БОЛЬШОМ ДИАПАЗОНЕ ОТНОШЕНИЯ gmax/?min

Нередко возникает необходимость измерять расход, когда от-
ношение 9max/9min превышает значение, равное трем-четырем, обус-
ловленное квадратической зависимостью между расходом и пе-
репадом.

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
7max/9min по крайней мере до десяти. Было предложено [12] так-
же применение поворотной лопасти для получения большого от-
ношения gmax/Qmin-

Еще более значительной величины ?тах/*7тт можно достичь
путем автоматического перемещения в трубе задвижки с элект-
рическим [13], гидравлическим или пневматическим приводом.
При соответствующей форме нижней кромки задвижки образу-
ется как бы сегментная диафрагма с переменной площадью про-
ходного отверстия. Но в таком устройстве измеряется уже не
перепад давления, который обычно поддерживается постоянным,
а высота перемещения задвижки.

Заметим, что для всех сужающих устройств с переменной пло-
щадью прохода требуется индивидуальная градуировка.

9 П. П. Кремлевский
Значительно чаще достигают увеличения отношения Qmax/9min
с помощью особых схем включения стандартных дифманомет-
ров. Основная из подобных схем состоит в подключении к одно-
му сужающему устройству двух дифманометров, причем предель-
ный перепад одного из них Лр^&х = О.ЭАр^ах, где Др^ах — пре-
дельный перепад второго дифманометра. При этом общий диа-
пазон измерения Qmax/Qmin = 11’ так как первый дифманометр
измеряет расходы в пределах от 9 до 30 % gmax, а второй — в
пределах от 30 до 100 % gmax. Сужающее устройство рассчитыва-
ют на Qmax и на предельный перепад во втором дифманометре.

Известны случаи параллельного подключения к одному сужа-
ющему устройству даже трех дифманометров. Если дифманомет-
ры, например мембранные типа ДМ, хорошо выдерживают пере-
грузку, то их можно присоединять к сужающему устройству без
автоматического переключающего устройства. Последнее обыч-
но состоит [11] из преобразователя, который при определенном
перепаде давления включает небольшой исполнительный меха-
низм, переключающий клапан. При этом к сужающему устрой-
ству по очереди (в зависимости от расхода) подключается тот или
другой дифманометр. Возможен вариант, когда дифманометр при
большом перепаде давления все время подключен, а второй диф-
манометр подключается, когда расход уменьшается и становится
равным 30 %.

Помимо рассмотренной выше схемы с одним сужающим ус-
тройством и двумя дифманометрами можно применять схему
с одним дифманометром, подключаемым по очереди к двум су-
жающим 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. В связи с этим такую схему применяют
редко.

Другой возможный способ увеличения отношения Qmax/Qmin
состоит в создании особых конструкций дифманометров или со-
ответствующих измерительных схем.

Сравнительно просто этого можно достигнуть в дифманомет-
рах компенсационного типа [9], а также в мембранных дифмано-
метрах типа «Сапфир» с тензорезисторными преобразователями.
Но и с помощью мембранных дифманометров ДМ, учитывая хо-
рошие упругие характеристики мембранных блоков, удалось [10]
получить Qmax/?min ~ 25 при погрешности измерения суммарного
расхода ±1 %. Расходомер при этом состоит из двух дифмано-
метров ДМ на разные перепады давления, блока преобразования
и масштабирования сигналов дифманометров в унифицирован-
ный выходной сигнал. Схема блока преобразования производит
избирательное переключение выходных сигналов дифманометров.
Значительные возможности в увеличении отношения Qmax/9min
возникают при применении цифровых измерительных приборов.

4.4. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА

ПРИ СВЕРХКРИТИЧЕСКОМ ОТНОШЕНИИ ДАВЛЕНИЙ

При измерении расхода газа или пара в сужающем устрой-
стве соплового типа, имеющем достаточную длину горловины, при
которой отсутствует дополнительное сужение потока (коэффици-
ент сужения Ц= 1), может быть получена в самом узком сечении
сопла критическая скорость потока, равная скорости звука в дан-
ной среде, если отношение давленийр2/Р1 < гкр> где гкр ~ (Р1/Рг)кр —
критическое отношение давлений до и после сопла.

При этом расход остается постоянным и не зависит от изме-
нения р2> если соблюдается условие Р2/Р1 - гкр-

Величина гкр зависит от показателя адиабаты х газа или пара
и от отношения d/D в соответствии [20] с уравнением

ГК(Р1- х)/х + 1(х - l)/2](d/B)4 rK%* = (х + 1)/2.

Значения гкр в зависимости от d/D для различных х, получен-
ные по этому уравнению, приведены в табл. 23.

Формулу массового расхода (11) можно представить в виде

Qm = AFoy]2plp,
где А = ae-Jl - Р2 / Pi = const ПРИ Pi! Рг~ гкр.

Таким образом, в этом случае вместо перепада давления из-
меряют лишь начальное статическое давление pi на расстоянии
D от входа в сопло.

Для газа предыдущая формула с учетом уравнения (21) при-
нимает вид

Qm = BFoPl /

где

В = А^2рсТс / pck = const.

Таблица 23

Значения критического отношения давлений гкр = (рг/Р1)кр
в зависимости от d/D и х

d/D х= 1,10 х > 1,20 х = 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
Для достижения критической скорости целесообразно приме-
нять сужающее устройство типа сопла Вентури. Благодаря диф-
фузору в нем получается критическая скорость при значительно
большем отношении Рг/Pl» чем в сопле (здесь р% — давление на
выходе из сопла Вентури).

В рекомендациях ИСО [17] приведены в качестве сверхкрити-
ческих сужающих устройств две разновидности сопла Вентури: с
входной частью, очерченной одним радиусом, т. е. сопло Вентури
с тороидальным горлом (рис. 47, а), и сопло Вентури с цилиндри-
ческим горлом (рис. 47, б).

Общие требования к тому и другому типу сопла Вентури:
d/D < 0,25; средняя шероховатость поверхности входной торои-
дальной части и горла сопла не более 15 • 10~6d, а конического
диффузора — не более 10-4d; среднее арифметическое отклоне-
ние входной части и горла сопла от тороидальной или цилиндри-
ческой формы не более 0,001d; длина диффузора не менее d.

У сопла Вентури, изображенного на рис. 47, а, входная часть и
горло очерчены радиусом г = (2 ±0,2)d. Диаметр входа в сопло
должен быть равен (2,5±0,1)<7, а входная часть сопла — вдвинута
внутрь трубопровода; половина угла диффузора — в пределах
2,5-6°. Подобное сопло Вентури исследовали в работах [15, 21].

Входная часть сопла Вентури, изображенного на рис. 47, б, очер-
чивается радиусом г - d и имеет цилиндрическое горло, длина
которого I = d; половина угла диффузора — в пределах 3-4°.
Сопло исследовали в работах [16, 22].

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 Венту-
ри. Рекомендуется для устранения вращения потока на расстоя-
нии не менее 5D перед соплом Вентури устанавливать струевы-
прямитель длиной не менее D. Эксцентриситет между осями тру-
бопровода и сопла Вентури должен быть не более ±0,027). Изме-
рение давления следует производить перед соплом Вентури на
расстоянии (1±0,1)7), а температуры — на расстоянии (2±0,2)D.

Рис. 47. Критические сопла Вентури: а — с тороидальным горлом; б —
с цилиндрическим горлом
Нередко, например в проекте международного стандарта [17],
при подсчете расхода qm с помощью сверхкритического сопла ис-
ходят не из статического pi, а из полного начального давленияр0,
равного сумме статического и динамического давлений перед со-
плом. Предложены следующие две формулы для подсчета qm ис-
ходя из давления Ро:

9m = ccrFo-JpoPo
и

Qm = CC0Fop0 I yl(R/M)T0,

где С — коэффициент истечения сопла; Со — критическая рас-
ходная функция; Сд =С/y[k; R — универсальная газовая посто-
янная, Дж • кмоль-1 К-1; М — молекулярная масса, кг/кмоль;
То — температура газа; Ро — плотность газа, соответствующая
давлению р0.

Для идеального газа

Со = х1/2[2/(х - 1)](х + П/2^- Ч

Величины pq, Tq и р0 согласно [17] можно определить по следу-
ющим формулам:

РО = Р1(1 + (х + 1) Ма2/2]х/(х -1>;

То = TJ1 + (х - 1) Ма2/2]х^х -1>;

Ро = Pd (Po'^d^d)/(Pd'^O^o)>

где Ма — число Маха перед соплом; pd — плотность газа, изме-
ренная при давлении pd, температуре Td и коэффициенте kd сжи-
маемости (желательно иметь pd = р^, Td = Ti и kd = k\).

Коэффициент истечения С для критических сопел Вентури
можно определять по уравнению

С = а - &ReJn,

где для сопла с тороидальным горлом: а = 0,9935; Ъ = 1,525; п =
= 0,5 в пределах 105 < Re < 10'; для сопла с цилиндрическим
горлом: а = 0,9887; Ь = п = 0 в пределах 3,5 • 105 < Red < 2,5 • 106
и а = 1; b = 0,2165; п = 0,2 в пределах 2,5 • 106 < Red < 2 • 107.

Предельная погрешность С равна ±0,5 %. При возрастании
Red от 1 • 106 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
сопел с цилиндрическим горлом.

Значение критической расходной функции Со зависит от рода газа,
а также от его давления ро и температуры Tq. Так, при ро = 1 МПа
и t0 = 25 °C имеем для азота, кислорода, аргона и метана значения
Cq: 0,6859, 0,6876, 0,7304 и 0,6754 соответственно; с увеличени-
ем ро и уменьшением to значения С возрастают.

Весьма обстоятельный обзор работы различных сужающих
устройств при сверхкритическом отношении давлений Р2/Р1 для
измерения расхода газа дан в работе [14]. Измерению расхода
пара при сверхкритическом отношении PyjPx посвящена работа
[19]. Влияние отклонения реальных газов от закона для идеаль-
ных газов при высоких давлениях на работу сверхкритических
сужающих устройств рассмотрено в работе [18].

Применение критического сопла Вентури вместо критическо-
го сопла позволяет повысить отношение Р2/Р1 от 0,53-0,57 до
0,83-0,87.

Особенно целесообразно применять критические сужающие
устройства в качестве образцовых при поверке и градуировке [20].

4.5. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА ЖИДКОСТИ
В УСЛОВИЯХ КАВИТАЦИИ

При протекании жидкости через сужающее устройство в ре-
зультате падения давления могут в некоторых случаях возник-
нуть условия для образования кавитации — разрывов сплошнос-
ти жидкости газовыми или паровыми пузырями. Следует разли-
чать газовую и паровую кавитацию. Большинство промышлен-
ных жидкостей имеют контакт с воздухом или другим газом, и
последний находится в жидкости в растворенном, а частично и в
нерастворенном виде. Мелкие нерастворенные пузырьки возду-
ха, а также механические примеси существенно снижают проч-
ность воды на разрыв и становятся центром 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 возник-
нуть заметная погрешность при измерении расхода с помощью
сужающих устройств. В связи с этим следует стремиться приме-
нять последние при бескавитационном режиме течения жидко-
сти, что обеспечивается, если отношение Др/pj не превзойдет не-
которого порогового значения.

В работе [23] отмечено, что бескавитационное течение достига-
ется при выполнении условия Ьр/р^ < (1 - CL)/V, где CL — кави-
тационный критерий; V— характеристика проточной части, зави-
сящая от геометрии сужающего устройства.

Исходя из этой зависимости в РД 50-411-83, полагая для боль-
шинства сужающих устройств V = 1, рекомендуется исходить из
условия Ьр/р\ < (1 - CL) или Ap/Pi > CL и лишь для цилиндри-
ческого сопла из условия &р/р\ < 0,57 (1 - CL). Величину CL
определяют по формуле CL = 2А /^В2 - 4АС - Bj, где А = 2 [1 -
- FOx/(x - 1)] FO - (1 - т2) (рн п/р - ВО)2; В = 4FO [FOx/(x -
- 1)] + 2(1 - m2)(l - ВО)(рн п/р - ВО); С = 2ВО[1 - ВОх/(х -
- 1)] - (1 - т2)(1 - ВО)2. Здесь х — показатель адиабаты; ВО —
коэффициент растворимости воздуха в жидкости, причем
ВО = 0,02, если плотность жидкости р > 1000 кг/м3, ВО = 2,068
ехр (- р/500) - 0,259, если р < 1000 кг/м3; рк п — давление насы-
щенных паров.

В правилах РД 50-213-80 условие бескавитационного тече-
ния жидкости дано в несколько другой математической форме.
Заметим, что в подавляющем большинстве практических случа-
ев условия, приведенные в том и другом документе, удовлетворя-
ются и имеет место бескавитационный режим течения. Лишь
при одновременном сочетании высокой температуры tj и низко-
го давления pi величина CL достигает большого значения (по-
рядка 0,9). При < 90 °C и pi > 0,2 МПа значение CL обычно не
превосходит 0,2-0,3, причем оно несколько возрастает с увеличе-
нием т. Так, при испытании сопел на воде [23] при температуре
21 °C на трубах, имевшихD, равный 30, 50 и 100 мм, ирит = 0,151
значения CL изменялись лишь от 0,15 до 0,16 с уменьшением
от 0,9 до 0,15 МПа, а при т = 0,3 значения CL возрастали от
0,163 до 0,175 с уменьшением pi 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
диафрагмы (стандартная, износоустойчивая, с входным конусом,
с двойным конусом и 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 Венту-
ри и трубы Вентури давление р% отбирается или непосредственно
в этой зоне, или же эта зона оказывает влияние на давление р%.
При этом перепад давления оказывается больше, чем при отсут-
ствии кавитации, потому что возрастает объем двухфазной смеси
и образуется дополнительное сопротивление нормальному дви-
жению жидкости. В связи с этим коэффициент расхода у подоб-
ных сужающих устройств при кавитационном режиме будет мень-
ше, чем при его отсутствии. Так, в работе [24] для стандартных
сопел с т, равным 0,649, 0,601, 0,499, 0,413, 0,299 и 0,202, при
кавитационном режиме получены значения коэффициента рас-
хода а, равные 0,857, 0,88, 0,923, 0,96,1,038 и 1,08 соответственно.

С уменьшением диаметра трубы D и относительной площади
уменьшается и число Рейнольдса Re^, начиная с которого возни-
кает кавитация. В связи с этим избежать последней нередко удает-
ся посредством увеличения т и D.
4.6. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА В ТРУБАХ
МАЛОГО ДИАМЕТРА (О = l(h50 мм)

Коэффициенты расхода стандартных диафрагм, приводимые в
международном стандарте 5167, ГОСТ 563-97 РД 50-213-80, спра-
ведливы для труб с D > 50 мм. Однако нередко надо измерять
расходы в трубах, имеющих меньший диаметр. Если при этом
число Рейнольдса оказывается небольшим, то применяют диаф-
рагму с входным конусом, сопло четверть круга и другие сужаю-
щие устройства, рассмотренные в гл. 3. Но при значительных
числах эти устройства применять нельзя. В связи с этим были
проведены исследования [25-29] по определению коэффициентов
расхода стандартных диафрагм, установленных в трубах неболь-
шого диаметра. Большая серия испытаний была выполнена [28]
в трубах с В, равным 19 и 25 мм, npnd/P, находившихся в преде-
лах от 0,15 до 0,7; отбор давлений угловой. Была получена сле-
дующая формула зависимости а от т и от Re:

а = 0,6025 + 0,343m2 + (0,00075 + 0,013m2)103 / Ткё

при средней квадратической погрешности оа= ± 0,5 %. При т <
<0,4 коэффициенты а, определяемые по этой формуле, совпадают
со значениями а, приведенными в правилах для труб с D >
> 50 мм.

Опыты проводили в гладких прошлифованных трубах, шеро-
ховатость которых не превосходила 0,02 мм. Плоскости диаф-
рагм были тщательно обработаны, а входные углы были остры-
ми.

В работе [25] испытывали диафрагмы на трубе с D = 10 мм.
При т от 0,05 до 0,3 значения коэффициентов расхода а оказа-
лись на 2-4 % больше, чем при D = 50 мм в правилах. В работе
[26] при испытании диафрагм также в трубе с D = 10 мм значе-
ния коэффициентов 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 недостаточно-
стью относительной остроты входной кромки.

Обеспечить требуемую для стандартных диафрагм остроту кром-
ки гк < 0,0004d при малых d очень трудно. Так, при d = 10 мм
необходимо иметь гк < 0,004 мм. Но даже вновь изготовленные
диафрагмы обычно имеют гк = 0,02^-0,04 мм. В связи с этим для
диафрагм, имеющих малые d, коэффициент расхода а следует оп-
ределять по формуле а = /епас, где ас — коэффициент расхода
стандартных диафрагм, a kn — поправочный множитель на при-
тупление входной кромки.

Если в формулы (37) и (38) для /гп подставить значение h = гк =
= 0,02 мм, то получим для определения а следующие уравнения:

а = (0,99626 + 0,260435 / d - 0,79761 / dz +1,13279 / d3)ac,
пригодное при d > 10 мм, и
а= (1,0068 + 0,008287d) «с,

пригодное при 7 мм < d < 10 мм. Справедливость этих уравнений
подтверждена опытами на трубах, имевших!), равные 14 и 30 мм
[27]. В связи с этим методические указания РД 50-411-83 до-
пускают 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, равного
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 Remin • 1(Г составляют 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 Remin = 107 для
всех т.

Значения коэффициентов ас приняты здесь в соответствии с
правилами 28-64. Они определяются по формулам:

ас = 0,5950 + 0,04m + 0,3т2 при т < 0,3;

ас = 0,6100 - 0,0055m + 0,45m2 при 0,3 < т < 0,5;

ас = 0,3495 + 1,4454m - 2,4249m2 + 1,8333m3 при т > 0,5.

Средняя квадратическая погрешность оа находится по форму-

/ 2 2 \0’5

ле аа ~ +сть • При т < 0,36 имеем оа = 0,3 %, а при т >
\ / С

> 0,36 — аа = 0,5m0,5. Исходя из предположения, что исходный
радиус кромки может изменяться в пределах от 0 до 0,04 мм,
определена погрешность = ± (5/d + 0,2) %. Приведенная в
РД 50-411-83 результирующая погрешность оа = [(5/d + 0,2)2 +
+ О.О9]0,5 при m < 0,36 и od = [(5/d + 0,2)2 + 0,25m]0’5 при m > 0,36.

Поправочный множитель е тот же, что и для стандартных ди-
афрагм. Его погрешность ое (%) для D < 50 мм определяют по
формуле

Z >0,5

ое = иДр / р+( а2 + а2р^ + о2 1 (1 - еср) / 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
высокоточного измерения расхода следует рекомендовать при
малых диаметрах D применять диафрагмы с заранее притуплен-
ной кромкой, а также стандартные сопла с возможно малыми
значениями m для уменьшения влияния шероховатости трубы.
Для повышения точности измерения желательно индивидуально
градуировать диафрагмы с прилегающими участками трубопро-
вода.

В трубах малого диаметра иногда находят применение также
критические сопла [17] и сопла Вентури.

4.7. ТОРЦЕВЫЕ СУЖАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА

Эти устройства применяют при необходимости измерить рас-
ход на входе или на выходе из трубопровода. Первый случай
измерения наиболее часто встречается при испытании воздухо-
дувок и компрессоров. Измеряемая среда — воздух, поступаю-
щий в трубу из окружающего пространства.

Подход воздуха к торцевой диафрагме или к соплу должен
быть нестесненным. Это условие выполняется, если [32] на рас-
стоянии не менее 20d перед сужающим устройством по направ-
лению его оси и на расстоянии не менее 10d перпендикулярном
к 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 диаф-
рагм, имевших т от 0,25 до 0,65, были опубликованы Штахом
[35] в 1934 г. Коэффициент расхода а в этих опытах оказался
равным 0,6, a Remjn = 55 000 независимо от отношения т.
В более поздних отечественных исследованиях [30] торцевых ди-
афрагм с т от 0,42 до 0,81 на трубе диаметром 400 мм были
подтверждены эти цифры при средней квадратической погреш-
ности оа, не превышающей 0,4-0,5 %. В рекомендациях ИСО [31]
(на основе опытов, проведенных во Франции) также подтвержда-
ется значение а = 0,6, но лишь для d/D < 0,4 (тп < 0,16). При
дальнейшем возрастании т согласно этим опытам а несколько
уменьшается 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 су-
жающих устройств) на входе исключает необходимость наличия
прямолинейного участка трубы перед сужающим устройством,
что особенно важно при больших диаметрах труб. Кроме того,
в этом случае не нужна поправка на шероховатость трубы и тре-
бования к концентричности установки сужающего устройства в
трубе становятся 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
Rem,n = 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 Венту-
ри, установленных на входе всасывающего патрубка (D = 250 мм,
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 исследовали сопла, у которых d = D. Входная часть
сопла очерчена радиусом 0,4.0 и имела диаметр входа, равный
2D. За входной частью расположена цилиндрическая часть со-
пла. Давление pi измеряли на расстоянии 1,1D от входной плос-
кости. Исследовали сопла, имевшие d от 28 до 269 см. С возраста-
нием числа Re коэффициент а увеличивался. Так, при Re, рав-
ном 5,5 • 104, 105, 2 • 105 и 5 • 105, значения «составляли 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 можно измерять расход не
только воздуха, но и жидкости (обычно воды). В последнем слу-
чае на истечение могут влиять силы поверхностного натяжения.

В опытах Штаха с диафрагмами на выходе, измерявшими рас-
ход воздуха, было установлено, что значения а при малых m =
= 0,05-5-0,3 совпадают, а при m = 0,3+0,7 немного больше стандарт-
ных значений. В более поздних опытах [36] с диафрагмами, имев-
шими 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 ре-
зультаты Штаха.

Испытания торцевых диафрагм на выходе были выполнены
также в Индии, но их результаты трудно сопоставимы с данными
работ [31, 32], так как давление р\ отбирали не у торца диафраг-
мы, а на расстоянии 1>D. Штах исследовал также и стандартные
сопла, установленные на выходе, получив значения а на 0,5 %
меньше, чем у сопел, расположенных внутри трубы. Но в прави-
лах 27-54 рекомендовано на выходе применять лишь диафраг-
мы. Множитель е для торцевых диафрагм можно вычислять по
формуле (41).

В некоторых случаях, например при измерении загрязненных
жидкостей (в частности, сточных вод), целесообразно применять
на выходе сегментные диафрагмы. Испытания на воде [34] пока-
зали, что в этом случае при пг = 0,1 коэффициент расхода а на 3 %,
а при тп = 0,5 уже на 11 % больше, чем у сегментных диафрагм,
установленных внутри трубы.

4.8. СОПЛА ОСОБЫХ ПРОФИЛЕЙ

Наряду с рассмотренным ранее стандартным соплом, именуе-
мым в международном стандарте 5167 соплом ИСА 1932, пред-
ложены также сопла других профилей. К числу таких профилей
относятся параболическое сопло и так называемое длинноради-
усное сопло. Профиль первого из них — параболический. Оно не
обеспечивает постоянства коэффициентов а и С (см. рис. 13) и
перестало применяться после разработки сопла ИСА 1932. Длин-
норадиусное сопло включено в стандарт 5167 и находит приме-
нение за рубежом. Профиль входной плавно сужающейся части
представляет собой четвертую часть эллипса; он переходит в ци-
линдрическую часть длиной 0,6d. Имеются две разновидности
сопла: первая пригодна для 0,25 < d/D < 0,8, вторая — для 0,2 <
<d/D <0,5. У первой центр эллипса находится от оси на рассто-
янии D/2, у второй — на расстоянии (7/6)d. Длина входной части,
равная большой полуоси эллипса, у первой составляет Л/2, у вто-
рой — d; малые полуоси равны соответственно (D-d)/2 и (2/3)d.
Коэффициент истечения С для обеих разновидностей сопла опре-
деляется формулой С = 0,9965 - 0,00653 (d/D)",5(106/Rep)0,5, при-
годной для области 104 < Re^ < 108.

Было предложено [8, гл. 3] коническое сопло, представляющее
собой конфузор, входной диаметр которого равен D, а выходной —
d. Угол конусности конфузора 6=27° при т < 0,4 и 6 = 20° при
т > 0,4. При 6 = 27° коэффициент а = 0,9364 - 0,203m + 0,9487m2 -
- 0,62545m3 в области Re > exp (9,8 + 3,5 m). При 0 = 20° коэффи-
циент а= 1,07465 - 0,67355m + 1,141m2 в области 0,4 < т < 0,65
и Re > exp (7,8 + 6,8m). Допуск на угол 0 равен ±0,5°. Толщина
сопла b = (В/2 - d/2)/tg (0/2).
Глава 5

ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ РАСХОДА
С ГИДРАВЛИЧЕСКИМ СОПРОТИВЛЕНИЕМ,
ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ НАПОРНЫЕ ТРУБКИ
И УСТРОЙСТВА

5.1. ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ РАСХОДА —
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ

Любое гидравлическое сопротивление, у которого известна за-
висимость потери давления от расхода, может быть преобразова-
телем расхода. Но применяют главным образом лишь сопро-
тивления, работающие в ламинарном режиме, чтобы получить
линейную (или близкую к ней) зависимость между расходом q и
перепадом Др. Основное такое сопротивление — капиллярная труб-
ка, диаметр которой определяется уравнением d < 0,554gmax/v
(d, мм; gmax, м3/с; v, м2/с), полученным при Re <2300.

Изменение давления по длине капиллярной трубки при дви-
жении жидкости в ней при Re < 2300 показано на рис. 48. На
входе часть давления затрачивается на образование кинетичес-
кой энергии входа ри2/2 с равномерным профилем скоростей.
Далее на участке 1у = 0,06Rejd образуется параболический про-
филь скоростей, при котором кинетическая энергия равна
2 ри 2 / 2. Процесс этот сопровождается некоторыми потерями энер-
гии. Одновременно на всем участке трубы I, равном Zj + 12, про-
исходит потеря давления Дрл от вязкостного трения по закону
Пуазейля:

Дрл = 128gp.Z/Ttd4.

Рис. 48. Изменение потенциальной и кинетической энергии по
длине капиллярной трубки
ками. С помощью пористых перегородок из стекла измеряли
ходы жидкости [3] в пределах 0,8-100 см3/с, а из бронзы
пределах 15-450 см3/с. При размерах пор более 250 мкм ли

При выходе из капилляра кинетическая энергия расходуется
на удар (Ару).

Для получения линейной зависимости между расходом q и пе-
репадом давления оба отверстия для отбора этого перепада надо
делать в пределах участка I2. Если же перепад давления Ар изме-
ряют до и после капилляра, то получим

Ар = АРл + Арв,

где Дрв = £16pQ2/p2d4 — потеря давления на входном участке,
затрачиваемая на образование параболического профиля, причем
Е, — коэффициент потерь (£, = 0,8 при остро обрезанной трубке и
£ = 1,12 при закругленном входе в трубку). При коротких капил-
лярах зависимость q от Др будет приближаться к квадратической,
а при длинных — к линейной. При I = 18d [2] зависимость q от
Др имеет вид q = /гДр0,91. Чтобы получить зависимость q от Др,
весьма близкой к линейной, надо иметь длину I - (200 + 300)d.

При измерении расхода газа в капилляре происходит [1] до-
полнительная потеря давления Дрг = Ap/2pi, вызываемая умень-
шением 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 расходов. В связи с этим применяют
преобразователи, состоящие из пакета капиллярных трубок, ко-
торые включены параллельно [6]. Таким способом измеряют рас-
ходы жидкости вплоть до 2000 кг/ч. Так, для измерения расхода
масла до 1000 кг/ч был применен пакет из 963 трубок диамет-
ром 0,48 мм и длиной 150 мм. При этом большое значение име-
ют плотное расположение трубок в пакете и перекрытие зазоров
между ними. Иногда капиллярный преобразователь помещают в
водяной термостат [8] для стабилизации или компенсации изме-
нения вязкости, обусловленного температурой.

Наряду с капиллярными трубками применяют преобразовате-
ли, сопротивление в которых создается пористой набивкой из тон-
кой медной стружки, из стеклянных или бронзовых пористых
перегородок [3, 9], а также из металлических [7] или стеклянных
[2] шариков, расположенных между двумя металлическими сет-
рас-
— в
ней-

ная зависимость между расходом и перепадом нарушается.

В работе [2] исследовали преобразователи с сопротивлением,
имеющим диаметр 25,4 мм и длину 152,4 мм, которое было за-
полнено стеклянными шариками. При диаметре d последних 0,2-
0,3 мм наблюдали линейную зависимость между перепадом дав-
ления и расходом воды (при <?тах = 10 л/ч и Артах = 12,5 кПа).
При увеличении диаметра шариков до 1,15 и 1,75 мм и Артах =
Рис. 49. Щелевое сопро-
тивление

= 12,5 кПа расходы составляли 90 и 170 л/ч,
но по мере увеличения диаметра шариков
линейность между расходом и перепадом
нарушалась.

В работе [9] рассмотрены гидравлические
сопротивления в виде дисков диаметром 10,
15 и 20 мм и толщиной 8 от 2 до 10 мм,
выполненных из пористой бронзы методом
спекания. Диски с d, равным 10 и 15 мм,
помещали в отверстие диафрагмы, уста-
новленной в трубе диаметром 20 мм.

Различные диски имели порог фильтрации 8, равный 18, 30, 50, 70 и
90 мкм. Этот порог возрастал с увеличением среднего диаметра
частиц d4, образующих пористый материал. Испытания показа-
ли, что линейная часть характеристики уменьшалась с увеличе-
нием d4 и уменьшением диаметра диска d. Диск, у которого d =
= 20 мм, 8= 10 мм и S = 30 мкм, имел линейную часть характери-
стики при расходах воздуха вплоть до 6 л/мин.

В работе [10] предложено гидравлическое сопротивление, об-
разованное щелью высотой h между двумя параллельными плас-
тинчатыми дисками (рис. 49). В результате испытания [11] 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 пределах от 0,04 до
0,39 мм, была установлена хорошая линейная зависимость между
q0 и Др (как для воздуха, так и для воды). Наибольший расход
воздуха 12,6 м/мин был получен при D = 120 мм, d = 6 мм и h =
= 0,2 мм (при этом Артах = 650 Па). Более значительные расхо-
ды можно получить комбинацией таких сопротивлений. Потеря
давления существенно возрастает с уменьшением h.

Сопротивления, работающие в ламинарном режиме, могут при-
меняться и для измерения пульсирующих расходов. В работе [5]
описан такой преобразователь, который был применен для измере-
ния расхода воздуха в трубе диаметром 60 мм, подаваемого порш-
невым компрессором. Сопротивление состояло из ячейки, запол-
ненной навитыми друг на друга металлическими гофрированными
и плоскими полосками, которые образуют треугольные отверстия
шириной 1 мм и высотой 0,87 мм. Оказалось, что две такие ячей-
ки, имеющие осевую длину, которая равна 20 мм, и помещенные
последовательно на некотором небольшом расстоянии друг от друга,
обеспечивают значительно лучшую линейную зависимость между
q0 и Др, чем одна подобная ячейка длиной 40 мм. Между данным
преобразователем расхода и поршневой машиной необходимо [6]
иметь сглаживающую емкость, объем которой должен быть не ме-
нее 20, а еще лучше 50 объемов, перемещаемых 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 центробежных
преобразователей расхода.

Разность давлений dp, возникающая на элементе частицы жид-
кости радиуса dR, которая движется со скоростью v (рис. 50), опре-
деляется уравнением

dp = (ри2/Т?) dR.

Закон распределения скоростей в радиальном направлении, под-
твержденный экспериментами, имеет вид [12]

V = VqR/Rq,

где i>o — скорость на среднем радиусе Rq.

Подставляя это значение и в предыдущее уравнение и интегри-
руя его в пределах от (Rq - D/2) до (Rq + D/2), получим

и0 = V^o/2-dV2(P1~P2)/P-

Принимая среднюю скорость в сечении равной скорости uq в
центре, получим уравнение расхода

nD2 [Rq I Pi-Рг

где ак — коэффициент расхода, учитывающий расположение мест
отбора давленийр^ и р2, шероховатость трубы и возможные откло-
нения действительного распределения скоростей от принятого за-
кона.

При измерении расхода газа это уравнение должно быть допол-
нено множителем е.

Были проведены многочисленные эксперименты по определе-
нию значения коэффициента ак для колен, имевших D от 10 до
900 мм. Почти все они проводились при расположении отверстий
для отбора давлений pi и р2 на диаметре, совпадающем с биссект-
рисой 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
Р и Йо были точно определены и перед коленом был расположен
прямой участок I > 25D. При этих условиях значения ак, по дан-
ным работ [14, 18], находятся в пределах 0,96-1,04 или, иначе,
ак = 1±0,04. На рис. 51 показана зависимость ак от числа Re.
Кривая 1 отражает результаты опыта с коленами, имевшими D от
Рис. 50. Схема колена трубы и распреде-
ления давлений в его поперечном сече-
нии

Рис. 51. Зависимость коэффициен-
та расхода колена ак от числа Re

146 до 157 мм и Rq/D от 0,94 до 1,48 [018]. Кривая 2 взята из
работы [14], суммирующей результаты опытов ряда зарубежных
исследований. Кривая 3 построена по формуле ак = 1+6,5-jRep,
имеющейся в американских рекомендациях по измерению расхода
[029]. Кривые 1 и 2 близки друг к другу. Кривая 3 дает значения
ак примерно на 1 % меньше, чем кривые 1 и 2, но погрешность
формулы, по которой построена эта кривая, выше указанного рас-
хождения. Из рис. 51 следует, что при Re> (2-ьЗ)105 коэффициент
ак почти не меняется или (как показывают 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 исследователей
этого влияния не обнаружило, но в работе [16] при испытаниях
37 колен, имевших!), равное 75,125, 250 и 300 мм, было замечено,
что с увеличением D коэффициент ак возрастает и, кроме того,
несколько увеличивается показатель степени при Др (от 0,5 до
0,52 при возрастании D от 75 до 300 мм). Причину последнего
авторы объясняют усилением вторичных потоков в поперечном
сечении колена. Возрастание ак с увеличением D было подтверж-
дено также в работе [19] при испытании колен с D, равным 100,
150, 200 и 300 мм, hD/Rq — 0,2, 0,4, 0,6, 0,7, 0,8, 1,0, 1,2 и 1,4, и
было предложено учитывать это возрастание поправочным мно-
жителем, зависящим от Л1,8.

Недостаточная длина прямого участка трубы Zj перед коленом
существенно [14, 16] влияет наак. Необходимы участки трубопро-
вода Zi (в большинстве случаев) более длинные, чем перед расходо-
мерной диафрагмой. Так, в работе [18] рекомендуется иметь длину
Zj, соответствующую диафрагме с т = 0,7, а в работе [12] — даже с
m = 1 (путем экстраполяции кривой 1\ до т = 1).

Измерять Ro необходимо с погрешностью не более ±0,5 % и D с
погрешностью не более ±0,15 %. При недостаточно точном измере-
ний D и Rq погрешность измерения расхода может возрасти до 5 %.

10 П. П. Кремлевский
Рекомендации по измерению/) и Ro, а также по выбору устройств
отбора давлений даны в работе [018]. При не вполне круглом
сечении трубы диаметром D находящиеся в числителе и знамена-
теле формулы расхода могут быть неодинаковыми. Отверстия для
отбора давлений должны быть строго перпендикулярны к внут-
ренней поверхности трубы, не иметь заусенцев и шероховатостей
на входных кромках и находиться точно на биссектрисе централь-
ного угла поворота колена. Нарушение последнего условия (осо-
бенно на внутренней поверхности колена) может привести к боль-
шой дополнительной погрешности. Изменение диаметров 5 отвер-
стий от 0,5 до 6 мм не сказывалось [16] на результатах измере-
ний. В работе [018] рекомендуется иметь 8=6 мм при D < 300 мм
и 8 = 8-5-10 мм при D > 300 мм.

Перепад давления, создаваемый коленом, сравнительно неболь-
шой и уменьшается с возрастанием Rq/D. При/?о/Л = 1,5 перепад
давления при одном и том же расходе примерно равен перепаду в
сопле при d/D = 0,8. Основное достоинство центробежных преоб-
разователей — отсутствие необходимости ввода в трубу каких-то
устройств. Они применяются главным образом при измерении рас-
хода воды, но иногда также и при измерении расхода газа [13].

В Японии исследовали [15] двойные колена с углом поворота
180°, имевшие прямоугольное сечение со стороной а = 50 мм и
отношением Ro/a, равным 2, 3 и 4. Давления отбирали в сечени-
ях, составлявших с входной плоскостью угол V- равный 22,5, 45,
67,5, 90, 112,5, 135,0 и 157,5°. Во всех случаях при Re > 4 • 10$
коэффициент расхода ак сохранял постоянное значение. При этом
в зависимости от угла у и отношения Rq/ci коэффициент ак ме-
нялся в пределах от 0,97 до 1,03. С уменьшением Rq/o. коэффи-
циент ак увеличивался. При у = 45° зависимость ак от R^/a была
минимальной.

Центробежным преобразователем расхода может быть не толь-
ко колено, но и другой закругленный элемент трубы, например
кольцевой ее участок. В работе [12] испытывали кольцо, имевшее
средний диаметр 27?0 = 175 мм и диаметры трубы D = 18 мм.
Давления отбирали в сечениях, находящихся под углами равны-
ми 45, 90 и 180° по отношению к начальному сечению. Наимень-
шее отклонение от ак = 1 составляло ±(О,4-5-О,7) % при у = 180°.
Семь кольцевых преобразователей, имевших 2/?о в пределах от 50
до 128 мм и D в пределах от 7 до 13 мм, испытывали [19] на воде,
керосине и тяжелом масле. При Re > 4,7 • 104 коэффициент ак
сохранял постоянное значение. Кроме того, испытывали преобра-
зователь, имевший 2Rq = 150 мм и D - 25 мм, для измерения
расхода газа. Единственное преимущество кольца перед коленом
(при ц/ = 180°) — меньшее влияние начальных условий входа и,
следовательно, меньшая зависимость от начальной длины прямого
участка. Но кольцевой преобразователь сложен и не пригоден для
средних и больших диаметров.
5.3. ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ РАСХОДА —
НАПОРНЫЕ ТРУБКИ И УСТРОЙСТВА

Напорные устройства создают перепад давления, зависящий
от динамического давления потока. Они преобразуют кинетичес-
кую энергию потока в потенциальную. К этим устройствам от-
носятся напорные трубки, усреднители, крылья и усилители. Толь-
ко напорные усреднители образуют перепад давления в зависи-
мости 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, воз-
можность измерять в трубах и каналах некруглого сечения, дос-
тупность измерения местных скоростей при экспериментальных и
других работах. Недостаток — очень малая чувствительность при
небольших скоростях.

Напорные трубки. Классический пример напорного устройства —
трубка Г-образной формы с отверстием, направленным навстречу
потоку, которая называется трубкой Пито по имени французского
ученого, применившего ее для измерения скорости течения реки.
Такая трубка воспринимает полное давление, которое равно сум-
ме динамического рд = pv2/2 и статического рс давлений потока.
Чтобы с помощью такой трубки измерить скорость v в трубопрово-
де, необходимо кроме трубки Пито иметь еще трубку для отбора
только статического давления рс. Тогда дифманометр, который из-
меряет разность давлений Др = рп - рс = рд, будет служить для
определения скорости по формуле

1> = /гсж/гтЛ/2Др/р,
где /гт — коэффициент трубки; /гсж — коэффициент, учитывающий
сжимаемость газа, определяемый уравнением

*сж = [1 + Ма2/4 + (2 - х) Ма2/24 + ...Г1,

где х — показатель адиабаты газа; Ма — число Маха, причем
Ma = v / с = и / Jxp/p.

Для жидкости коэффициент kcx = 1. Для воздуха при нормаль-
ных условиях эта поправка составляет около 0,5 % при v = 70 м/с.

В большинстве случаев трубки для отбора полного и статичес-
кого давлений конструктивно объединяют. Подобное устройство
наиболее правильно называть дифференциальной трубкой Пито.
Для таких трубок, изготовленных в соответствии со стандартами
ИСО 3354-75, ИСО 3966-77, ГОСТ 8.361-79 и ГОСТ 8.439-81,
коэффициент йт = 1 ± 0,0025. Разновидности подобных трубок
показаны на рис. 52. Каждая из них состоит из двух трубок, одна
из которых расположена концентрично внутри другой. Централь-
ная трубка имеет открытый конец, направленный навстречу пото-
Рис. 52. Дифференциальные трубки Пито с концами: а — с кони-
ческим; б — полусферическим; в — полуэллипсоидальным

ку. Она воспринимает полное давление рп. Статическое давление
воздействует через отверстия, находящиеся на цилиндрической
поверхности внешней трубки. Оси этих отверстий перпендику-
лярны к оси трубки, а значит, и к направлению движения потока.
Дифманометр, соединенный с дифференциальной трубкой Пито,
измеряет динамическое давление рп, которое равно разности пол-
ного рп и статического рс давлений.

Часть трубки, параллельная оси трубопровода, называется го-
ловкой, а перпендикулярная к этой оси — держателем. Носовая
часть трубки имеет обтекаемую форму: коническую, полусфери-
ческую или полуэллипсоидальную. Расстояние отверстия для от-
бора статического давления от начала трубки должно быть не
менее (6-s-8)d, а от держателя — не менее (8-^14) d, где d — наруж-
ный диаметр внешней трубки. Это необходимо для правильного
отбора рс. Обычно общая длина головки находится в пределах от
15 до 26d. Диаметр отверстия для приема полного давления ра-
вен (0,1ч-0,4)<2, а для приема статического давления — (0,14),2)d,
но не более 1,6 мм, причем число этих отверстий должно быть не
меньше шести. Головка с держателем соединяется по дуге с ра-
диусом (3±0,5)d или же впритык.

Для того чтобы избежать возмущающего влияния трубки на
поток в трубопроводе, желательно, чтобы площадь s проекции труб-
ки вместе с держателем на поверхность, перпендикулярную к
оси трубопровода, составляла не более 2 % от площади sT попереч-
ного сечения трубопровода. Если же 2< s/sT <6 %, то результат
измерения Др надо уменьшать на величину 5Д„, определяемую со-
гласно ГОСТ 8.439-81 из формулы

$Др — 0,7fe (s/sT) Apmax,

где ft изменяется от 1 до 0,8 при I /— от 0 до 0,2 соответ-
ственно (I — расстояние между концом носика и осью держателя
трубки).

При s/sT > 6 % применять напорные трубки не следует. Но
даже при s/sT = 2 % возникает погрешность ос/и = 0,0025 от
стеснения потока.

Имеются и другие источники погрешности. Давление, возника-
ющее при торможении жидкости на торце носка трубки, несколь-
ко завышено из-за смещения струй благодаря поперечному гради-
енту скорости. При s/sT = 2 % это приводит к погрешности og/v =
= 0,0015. Вследствие нелинейности статической характеристики
напорной трубки (она более чувствительна к положительным при-
ращениям скорости, чем к отрицательным) турбулентные пуль-
сации потока вызывают появление погрешности о(. При уровне
турбулентности 10 % имеем og/v = 0,005. При небольшом на-
клоне оси трубки к оси потока возникает погрешность оф. При
угле наклона <р < 3° имеем og/v = 0,0015. Далее небольшая по-
грешность возникает от потери напора из-за трения на участ-
ке трубопровода, равном расстоянию между отверстиями для
полного и статического давлений. При d/D = 0,02 и коэффициен-
те сопротивления Х= 0,05 погрешность = 0,001. Кроме того,
погрешность коэффициента трубки ftT составляет ат = 0,25 % или
от/и = 0,00125. В ГОСТ 8.439-81 рекомендуется учитывать так-
же погрешность = 0,002 от низкочастотных пульсаций ско-
рости.

Для определения общей погрешности измерения скорости v
надо учесть еще погрешность оДр измерения перепада давления Ар
и погрешность ор измерения плотности р. Если считать, что оДр/ Ар =
= 0,005 и ор/р = 0,001, то общая погрешность (%) измерения ско-
рости жидкости (ГОСТ 8.439-81)

°р=(оДр/4 + от + Оь + о< +<4 + <*ф+ф|+<^) ’ =0,7.

При измерении скорости газа надо учесть еще и погрешность
осж определения коэффициента Лсж.

Иногда (но сравнительно редко) для измерения расхода вместо
дифференциальной трубки Пито применяют трубку Пито для от-
бора полного давления и трубку, расположенную перпендикулярно
к стенке трубопровода, с отверстием на ее конце для отбора стати-
ческого 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 по-
току, а в другой — в противоположную ему сторону. Такие труб-
ки удобны для монтажа, и перепад давления, создаваемый ими, в
1,5-2 раза больше чем рд (что существенно ввиду малой величи-
ны рд при небольших скоростях). Так, для газа при нормальных
условиях при 0 = 5 м/с динамическое давление составляет всего
17 Па. Но для напорных трубок в виде зонда требуется индивиду-
альная градуировка. Кроме того, они более чувствительны к пере-
косу, чем дифференциальные трубки Пито (у последних перекос
вплоть до 14° вызывает изменение рд не более чем на ±1,5 %).

Имеется много работ по применению напорных трубок в раз-
личных условиях. Так, в работе [27] приведено исследование ох-
лаждаемых напорных трубок, пригодных для работы при очень
высоких температурах, причем рассмотрено влияние вязкости жид-
кости при малых числах Re.

В работе [36] описано измерение расхода воды в трубах диамет-
ром от 100 до 1000 мм с помощью напорных трубок в виде цилинд-
рических зондов, имевших диаметр <7=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 [29]. Опыты прово-
дили 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
этом было не менее 0,17). Дополнительные сведения по напор-
ным 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
разбивают на ряд элементарных площадок (кольцевых при круг-
лом сечении трубопровода) и по измерению скорости в каждой из
них определяют среднюю скорость ис потока.

2. Непосредственное измерение средней скорости vc в месте ее
существования.

3. Измерение скорости отах вдоль оси круглой трубы с последу-
ющим определением по ней средней скорости vc.

4. Измерение местной скорости ом в произвольной точке сече-
ния, в которой известно соотношение местной vM и средней vc
скоростей.

Во всех этих методах среднюю квадратическую погрешность
объемного расхода определяют по формуле

°4о =

о2

9\0,5
+ Os I

где е>ус и os — средние квадратические погрешности определения
средней скорости ис и площади сечения трубопровода s соответ-
ственно.

Для круглого трубопровода os = 2ор, где csD — средняя квадра-
тическая 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 измерения-
ми более 0,5 %, то число измеряемых диаметров удваивают. По-
лагая Ор = 0,1 %, получим os = 0,2 %.

При невозможности измерить внутренний диаметр D в
ГОСТ 8.361-79 допускается его определение путем измерения дли-
ны окружности трубы (например, с помощью стальной рулетки),
вычисления наружного диаметра DH и измерения толщины стенки
трубы (например, с помощью ультразвукового толщиномера).

1. Метод «площадь—скорость» подробно рассмотрен в стандар-
тах ИСО 3966-77 и ГОСТ 8.439-81. Для получения надежных
результатов надо, чтобы перед измерительным сечением был пря-
мой участок Zj > 20Л или 1^ > 20Ог, где Dr — гидравлический диа-
метр трубопровода некруглого сечения, а после — участок не менее
5D или 10Dr. Кроме того, требуется, чтобы уровень турбулентности
был не более 10 %, отклонение от параллельноструйности не более
5 %, а число Рейнольдса, отнесенное к диаметру отверстия полного
давления, было (во избежание влияния вязкости) не менее 200 мм.
В круглом измерительном сечении число точек измерений должно
быть не меньше 12, не считая контрольной точки в центре трубо-
провода. Эти точки располагают на пересечении двух взаимно пер-
пендикулярных диаметров с тремя концентрическими окружнос-
тями, которые разделяют на две равные части три равновеликих
кольцевых участка сечения потока. Один из этих диаметров дол-
жен лежать в плоскости, совпадающей с плоскостью ближайшего
местного сопротивления, например с плоскостью колена. С увели-
чением числа кольцевых участков возрастает точность измере-
ния скорости в пристеночном слое. В ГОСТ 8.439-81 рекоменду-
ется точки измерения располагать так, чтобы разделить попереч-
ное сечение потока на участки с приблизительно равными расхо-
дами (для обеспечения равной значимости этих точек). В прямо-
угольном измерительном сечении число точек измерения должно
быть не менее 25. Ближайшие к стенке точки измерения должны
быть не ближе чем на l,5d, где d — диаметр напорной трубки.

Во время последовательного измерения местных скоростей рас-
ход в трубе не должен меняться; в этом надо убедиться с помо-
щью контрольной трубки, установленной в центре. Допустимы лишь
колебания скорости в центре не больше чем ±1 % от среднего
значения.

Определив среднее арифметическое из четырех местных скорос-
тей на каждой измерительной окружности, вычисляют соответству-
ющую среднюю скорость vrc на данном радиусе г. Строят график
оГс в зависимости от (г//?)2 в пределах от г = О до г = гп, где гп —
радиус измерительной окружности ближайшей к стенке трубы.
С помощью планиметра определяют площадь Sj под этой кривой.
Площадь «2 под кривой в пристеночной зоне от гп до R определя-
ют по формуле s2 = т (т + 1) 1 vra ср (1 + r^/R2), где иГп ср —
средняя скорость на окружности радиусом гп, а т = 4-s-lO, коэффи-
циент, определяемый экспериментально путем экстраполяции кри-
вой скоростей, которая построена в логарифмических координа-
тах (ГОСТ 8.439-81). Средняя скорость vc потока численно равна
сумме площадей Sj и s2. Кроме графического в ГОСТ 8.439-81 до-
пускается и численное интегрирование поля местных скоростей.

Погрешность aVc определения средней скорости ое в случае
применения метода «площадь—скорость» находится по формуле

+ ст? + а2т + стр + ст-f,

где Ор — погрешность измерения местной скорости; ст, — погреш-
ность интегрирования площади (v, г/R); ст — погрешность опре-
деления коэффициента т пристеночной площади; стг — погреш-
ность от неточности установки средства измерения в заданных
точках; стп — погрешность от конечного числа точек измерения в
сечении потока.

Согласно ГОСТ 8.439-81 имеем ст, = 0,1 %, стт = 0,05 %, Ст/ =
= 0,05 %, стп - 0,1 %. Учитывая, что ст„ = 0,7 %, получим Стрс =
= 0,738 %. Тогда по формуле, принимая ст8 ~ 0,2 %, получим сред-
нюю квадратическую погрешность измерения расхода ст„ = 0,74 %
и соответственно предельную погрешность б? = 2стq = ±1,5 %.

В одной работе исследовали метод «площадь—скорость» для
измерения расхода деформированных потоков после колена, диф-
фузора, а также при резком изменения площади сечения трубы
на участке длиной = 14,5. В 99 % случаев погрешность из-
мерения была положительной и возрастающей по мере увеличе-
ния степени деформированности потока, показателем которой
может быть отношение кинетических энергий массовых расхо-
дов деформированного и осесимметричного потоков.

2. Метод непосредственного измерения средней скорости ос при-
меняют в трубах с D > 300 мм лишь при осесимметричном пото-
ке при достаточной длине 1^ прямого участка трубы. Соглас-
но ГОСТ 8.361-79, длина должна быть не менее (30-Н>5)7)
(в зависимости от вида местного сопротивления), а после несколь-
ких колен в разных плоскостях не менее 800. Тогда при разви-
том турбулентном течении точки средней скорости ис располо-
жены на окружности, отстоящей от внутренней поверхности стенки
трубы на расстоянии (0,242±0,013)7? и соответственно от центра
трубы на расстоянии (0,758±0,013)7?, где 7? — внутренний радиус
трубы. Некоторые исследователи получили последнее расстоя-
ние равным (0,762-5-0,777)7?, что объясняется его зависимостью
от числе Re и шероховатости трубы. С уменьшением Re скорость
ос приближается к центру. Согласно ГОСТ 8.361-79, коэффици-
ент гидравлического трения Л трубы должен быть не более 0,06,
погрешность определения расстояния точки отбора давления от
внутренней поверхности стенки трубы не более 0,0052), а число
Маха при измерении расхода газа не должно превышать 0,25.

Учитывая возможные отклонения скорости v, измеренной при
данном методе, от vc с помощью коэффициента kv = vc/v, получим
vc = kv. Тогда выражение для средней квадратической погрешнос-
ти oVc определения средней скорости ис примет вид

I 2 2 \0’5

<Ч=°г+<^ •

с \ ки J

Погрешность av может быть определена по вышеприведенно-
му уравнению, а погрешность okv зависит от градиента безраз-
мерной скорости v/vc по координате z = (R — r)/r, погрешности от
неточности определения местонахождения скорости vc и погреш-
ности от неточности установки напорной трубки оу. Согласно
ГОСТ 8.361-79, погрешность оу можно определить из выражения
оу = 100 (50/2 + 8т)/2),

где 8О — допуск на овальность трубы по диаметру; 8Т — погреш-
ность установки трубки.

При D = 1200 мм допуск 5О = 8 мм, а 8Т = 2 мм; в этом случае
оу = 0,5 %. Градиент безразмерной скорости зависит от коэффи-
циента гидравлического трения трубопровода.

Из примера, приведенного в ГОСТ 8.361-79, следует, что при
D - 1200 мм предельная погрешность измерения расхода дан-
ным методом о? = 2,2 %.

Для измерения скорости v в ГОСТ 8.361-79 допускается при-
менение не только дифференциальной трубки Пито, коэффици-
ент которой Лт = 1 ±0,0025, но и цилиндрической трубки с наруж-
ным диаметром do = (5+30) мм и диаметром отверстия для при-
ема полного напора do = (2+4) мм, ось которого расположена на
расстоянии (3+5) dH от нижнего закругленного конца трубки. При
этом отверстие для отбора статического давления должно нахо-
диться в стенке трубопровода в том же измерительном сечении.

3. В третьем методе измерения расхода, предусматривается
измерение максимальной скорости umax на оси трубы. При этом
(согласно ГОСТ 8.361-79) длины 1^ прямых участков труб после
местных сопротивлений могут быть меньше, чем при измерении
средней скорости vc, а именно 1} = (10+25)2) и лишь после двух и
более колен в разных плоскостях 1} = 502).

Остальные требования в отношении 2) > 300 мм, Х< 0,06, числа
Маха (не более 0,25) и погрешности определения расстояния точ-
ки отбора от стенки трубы (не более 0,0052)) остаются прежними.
Средний расход vc определяют из уравнения vc = kvvmsx, где kv =
= vc/omax. Значение kv зависит от шероховатости трубы, оценива-
емой коэффициентом гидравлического трения X, и от числа Re.
В ГОСТ 8.361-79 предусмотрено применение данного метода лишь
в автомодельной области турбулентного течения, когда kv зави-
сит только от X. Определять kv надо экспериментально для каж-
дого измерительного сечения путем измерения vc и итах. При X,
равном 0,01, 0,02, 0,03, 0,04, 0,05 и 0,06, kv составляет 0,875, 0,84,
0,80, 0,77, 0,74 и 0,713 соответственно. Пользоваться этими зна-
чениями kv можно, когда значения Л достоверно известны.

Средняя квадратическая погрешность измерения расхода при
данном методе определяется выражением

I 2 2 2\0’5

Ранее было показано, что о0 = 0,7 % ио8 = 0,2 %.

Погрешность зависит от точности экспериментального опре-
деления kv. Погрешность ukv обычно изменяется в пределах (1+2) %
в зависимости от метода определения kv. Тогда погрешность измере-
ния расхода адо будет равна (1,25+1,6) %, a S?o = 2о9о = (2,5+3,2) %.

4. Четвертый метод измерения расхода, при котором напорная
трубка устанавливается в произвольной точке измерительного се-
чения, не нормирован. Его целесообразно применять после уст-
ройств (сопла или конфузора), выпрямляющих эпюру скоростей.
Обстоятельное исследование этого метода измерения расхода было
выполнено в работе [24]. При угле конфузора 30° и отношении его
длины L к выходному диаметру И, равному 1,75, получена в сече-
нии, отстоящем на расстоянии 0,75.0 от среза конфузора, очень
хорошо выровненная эпюра скоростей, для которой коэффициент
kv = vc/vmax ~ 0,995. Это удалось установить лишь с помощью
лазерно-доплеровского измерителя скорости, позволяющего изме-
рять скорости на расстоянии 0,1 мм от стенки трубы. Опыты
проводили на воде. Конфузор и сопло, которые также выравнива-
ют эпюру скоростей, создают потерю давления, но зато, увеличивая
скорость, улучшают точность ее измерения напорными устройства-
ми. Если скорость в трубопроводе весьма значительна, то можно
согласно работе [25] выходное отверстие сопла или конфузора сде-
лать равными площади трубы, а перед входными отверстиями в
отрезке трубы большего диаметра поставить сетку, играющую роль
струевыпрямителя (этот отрезок соединяется с подводящим тру-
бопроводом с помощью короткого диффузора).

Сравнивая между собой рассмотренные четыре метода, можно
сказать, что при малой длине 1\ прямого участка трубопровода
только установка конфузора или сопла может обеспечить хоро-
шую точность измерения расхода. Его дополнительное достоин-
ство — 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 отах). Кроме
того, у последнего метода нет погрешности от неточности установ-
ки трубки, так как градиент скорости на оси трубы равен нулю.
Поэтому он может обеспечить лучшую точность измерения расхо-
да, особенно при небольших и средних диаметрах труб. Но для
этого метода требуется предварительное экспериментальное оп-
ределение коэффициента ku = vc/vmw и он пригоден только в ав-
томодельной области турбулентного режима. Так, при X, равном
0,01, 0,02, 0,03, 0,04, 0,05 и 0,06, этот метод применим, начиная от
чисел Re, равных 5 • 10,106, 2,5 • 105,105, 4,5 • 104 и 2,5 • 104, в то

время как область измерения при втором методе начинается от
чисел Re, равных 2 • 106, 5 • 104, 104, 4 • 103 соответственно.

Во всех этих методах измеряют скорость лишь в одной точке
сечения трубы, в то время как для метода «площадь—скорость»
требуется последовательное измерение скоростей во многих точ-

ках при одном и том же значении расхода. В связи с этим по-
следний метод в отличие от трех остальных применяют при вре-
менных, а не стационарных измерения, хотя при этом и обеспе-

чивается повышенная точность измерения расхода.

Напорные усреднители. В напорных усреднителях перепад
давления происходит в зависимости не от местного, а от некото-
рого среднего динамического давления потока. Усреднение мо-

жет осуществляться в пределах одного, а также двух радиусов
или диаметров при кольцевой площади или иным способом.

Усреднение по кольцевой площади встречается довольно ред-
ко. В этом случае в трубопроводе установлена кольцевая вставка
(см. рис. 1, э) длиной 1.5D, прилегающая к его внутренней поверх-
ности. На входе и выходе вставки, имеющей плавный сопловой
профиль, сделаны отверстия на равных расстояниях друг от дру-
га. Одни из них направлены навстречу потока, а другие — в про-

тивоположную сторону.

Значительно чаще [20, 22, 23, 37] применяют усреднители дав-
ления по радиусу или по диаметру. Они состоят из цилиндричес-
кой трубки (зонда), пересекающей трубопровод в диаметральном
направлении. В ней имеется ряд отверстий, которые направлены
навстречу потоку. Такая трубка называется осредняющей или
интегрирующей. Осреднение давления в трубке сопровождается
перетеканием в ней жидкости или газа из центральных отвер-
стий в периферийные. Статическое давление отбирают либо у
стенки трубопровода в области невозмущенного потока перед ос-
редняющей трубкой, либо во втором цилиндрическом зонде с от-
верстием, расположенным под углом 90 и 180° к направлению
потока. В этом случае нужна индивидуальная градуировка. Для
обеспечения прочности трубки и отсутствия вибрации диаметр dT
следует 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 укрепляют
в стенке трубопровода. Радиальная трубка, кончающаяся в цент-
ре трубопровода, имеет меньшую прочность.

Диаметр осредняющей трубки dT выбирают в зависимости от
диаметра D трубопровода.

Наибольший допустимый размер d^/D равен 0,05. Внутрен-
ний диаметр трубки dB ~ 0,8dT, и, следовательно, толщина стенки
5= O,ldT. Статическое давление отбирают через отдельное отвер-
стие в трубе, расположенное на расстоянии 2dT перед осредняю-
щей 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. 57, в трубах
с D > 50 мм при числах Re> 2 • 105 и при длинах прямых участков,
приведенных в РД 50-411-83 (раздел 8) для т = 0,05, коэффици-
ент трубки равен единице с погрешностью, не превышающей ±(0,5-г-
-*-1) %. При этих условиях с помощью данной осредняющей труб-
ки обеспечивается измерение средней скорости и не требуется ее
индивидуальная градуировка.

Для измерения расхода запыленного потока в работе [26] опи-
сан опыт применения интегрирующего зонда большого диаметра,
через нижний конец которого, выходящий наружу из трубопровода,
можно удалять пыль.

Осредняющая трубка создает перепад давления, зависящий не
от средней скорости по площади усреднения, а от среднего квадра-
та скорости по этой площади. Это обстоятельство — причина по-
явления небольшой систематической погрешности измерения рас-
хода.

Было исследовано применение осредняющей напорной трубки
также для измерения расхода потока, имеющего деформированное
поле скоростей. Установлены значения коэффициента преобразо-
вания трубки в зависимости от особого коэффициента деформации
[22]. Но для измерения расхода деформированных потоков лучше
применять не одну, а две осредняющие трубки, расположенные кре-
стообразно. Это позволяет измерять расход сильно деформирован-
ных потоков [38], в частности, за отводами насосов и за коленами
на расстоянии l\/D > (3,5^4) [21]. Статическое давление в этом
случае рекомендуется отбирать из четырех отверстий, равномерно
распределенных на стенке трубопровода. Коэффициент крестооб-
разных трубок Ат при установке на расстоянии l\/D > 4 после
колена и на расстоянии li/D > 6 после регулирующей задвижки
равен 0,97-0,98 [21].

Напорная лопасть. Рассматриваемое напорное устройство [30]
имеет форму обтекаемой лопасти или крыла, занимающего неболь-
шую часть проходного сечения трубы и установленного под некото-
рым 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 возможность приме-
нять данное устройство для измерения расхода как при малых, так
и при больших скоростях.

Напорные усилители. Эти усилители представляют собой соче-
тание напорных трубок с сужающими устройствами (обычно мик-
ротрубками Вентури), занимающими небольшую часть сечения по-
тока. Их появление обусловлено стремлением повысить изме-
Рис. 53. Распределение давлений по длине трубки Вентури, уста-
новленной в свободном потоке

ряемый перепад давления, который при небольших скоростях по-
тока очень мал у напорных трубок.

На рис. 53 показана микротрубка Вентури, установленная в
свободном потоке, и приведена кривая распределения давления
по ее длине. Давление ру при входе в трубку Вентури больше
начального давления р0 на значение сопротивления 8р трубки
прохождению потока. Обозначив через коэффициент потери
давления, отнесенный к перепаду Др = Pi - р2 (рис. 53), получим
8р = Е>т&Р- Скорость же входа в трубку будет меньше скорости
i>0 окружающего потока в соответствии с уравнением

poo/2-puf/2 = ^Др.

Если рядом с микротрубкой Вентури установить напорную
трубку для отбора полного давления и брать это давление в каче-
стве Pi вместо давления на входе в микротрубку Вентури, то об-
щий коэффициент усиления такого преобразователя расхода, на-
зываемого трубкой Пито—Вентури, возрастет на единицу.

Для обеспечения коэффициента усиления порядка 15-20 при-
меняют двухступенчатую микротрубку Вентури или двухступен-
чатую трубку Пито—Вентури. Внутри небольшой трубки Венту-
ри (рис. 54) помещается вторая меньшая трубка Вентури, у кото-
рой входное или выходное отверстие совпадает с горлом первой
трубки. Давление р2 отбирают в самой узкой части второй труб-
ки, а давление Pi — из отверстия, направленного навстречу пото-
ку. Коэффициент усиления k данного преобразователя можно не-
90

Рис. 54. Двухступенчатая трубка Пи-
то—Вентури

много изменять, перемещая
кольцо, имеющееся снаружи
большей трубки у ее выходно-
го конца.

Напорные усилители приме-
няют преимущественно для из-
менения расхода в трубах боль-
шого диаметра. Обзор различ-
ных конструкций микротрубок
Вентури (в частности, с непре-
рывной промывкой водой) для
измерения расхода запыленно-
го газа приведен в работе [35].

Имеются зондовые конструк-
ции микротрубок Пито—Венту-

ри, упрощающие их установку в трубопроводе. Так, в работе [28]
описан цилиндрический зонд диаметром 40-50 мм с находящей-
ся в нем трубкой Вентури, которая вместе с зондом расположена
перпендикулярно к оси трубопровода. В зонде имеется отверстие,
направленное навстречу потоку, через которое часть потока по-
ступает в зонд, проходит через трубку Вентури и выходит через
открытый конец зонда, срезаемый под углом 30-45° в сторону,
противоположную движению основного потока. Давление р% от-
бирают из горла трубки Вентури с помощью тонкой импульсной
трубки, находящейся внутри зонда, а давление pi — непосред-
ственно из зонда. Если вместо трубки Вентури поместить в зонд
трубку Далла, то можно повысить коэффициент усиления.

Ударно-струйные преобразователи расхода. Перепад давле-
ния возникает в таких преобразователях в процессе удара струи.
Они применяются для измерения лишь малых расходов и рас-
сматриваются в гл. 2.

5.4. ОСРЕДНЯЮЩИЕ НАПОРНЫЕ ТРУБКИ ОНТ —
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ СКОРОСТНОГО НАПОРА,
ОСРЕДНЯЮЩИЕ ПСНО

В последние годы широкое применение для измерения расхо-
да газа и жидкости получили осредняющие напорные трубки ОНТ,
или иначе преобразователи скоростного напора ПСНО.

По ОНТ и ПСНО уже выпущен ряд нормативных документов,
рассматривающих различные аспекты применения этих трубок.

Первые разработки и исследования этих средств измерения рас-
хода выполнялись в нашей стране. Подавляющее большинство
публикаций по ОНТ имеется в русской научно-технической лите-
ратуре. Но широкому применению их способствовало появление
зарубежного варианта этой трубки, получившей название Annubar.
Отечественные разработки ОНТ. Первые осредняющие напор-
ные трубки были консольного типа. Так, еще в 1962 г. в журнале
«Водоснабжение и санитарная техника» № 4 была опубликована
статья, в которой сообщалось об исследовании эпюры скоростей в
трубе диаметром D = 207 мм с помощью трубки длиной D/2 и
диаметром d = 20 мм. Трубка имела три приемных отверстия.
Затем в сборнике трудов ВНИИпромгаз были опубликованы

основные параметры разработан-
ной в институте консольной труб-
ки со щелевыми отверстиями на
лобовой и тыльной сторонах
(рис. 55). Результаты исследова-
ния трубки были доложены на
2-й Всесоюзной конференции по
измерению расхода и опубликова-
ны в ее трудах (1967).

Рис. 55. Щелевая напорная трубка:

1 — ниппель; 2 — накидная гайка; 3 — голов-
ка; 4 — импульсные трубки: 5 — трубка со
щелями

Рис. 56. Пневмометрическая напор-
ная трубка для постоянного измере-
ния расхода запыленного потока в
трубопроводе: а — общий вид труб-
ки; б — схема установки для запы-
ленного потока;

1 — цилиндрическая трубка; 2 — трубка
для отбора статического давления; 3 —
патрубок; 4 — съемная крышка; 5 —
фильтр; 6 — установочный штуцер; 7 —
фланец; 8 — накидная гайка; 9 — уплот-
нение
Другая конструкция ОНТ разработана для измерения расхода
сильно запыленного газа (4-6 г/м3) при температуре 300 °C. Труб-
ка по конструкции близка к современным ОНТ (рис. 56). На
лобовой стороне расположен ряд отверстий для приема полного
давления, а на тыльной стороне — одно отверстие, соединенное с
отдельной трубкой для отбора давления на тыльной стороне (как
у трубок Annubar)

Одновременно в Одесском политехническом институте (ОПИ)
под руководством А. И. Грабовского и К. Ф. Иванова велась
разработка ОНТ для измерения расхода воды. О больших масш-
табах работ и достижениях сотрудников ОПИ свидетельствуют
два факта. Ими опубликовано много научно-исследовательских
работ по ОНТ, в частности за рубежом, что значительно больше,

чем во всех остальных странах вместе взятых.

На рис. 57 показана осредняющая трубка, разработанная в
ОПИ. При этом отбор статического давления в трубопроводе про-
изводится через отдельное отверстие, расположенное перед ОНТ
на расстоянии 0,075£)±0,025D под углом Р = 15+165° к ней. Это

обеспечивает весьма близкое к единице значение коэффициента
расхода а (преобразования) ОНТ. По данным ВНИИР, для тру-
бок ОПИ он лежит в пределах 0,9915-0,9955. Его погрешность
8а= 1,2 % в пределах чисел Рейнольдса Re от 1,8 • 105 до 108 при
относительной шероховатости трубопровода Rw/D < 25 • 10-4.
Работами ОПИ установлено, что коэффициент а сохраняет наи-

большую стабильность, если площадь внутреннего поперечного
сечения ОНТ не меньше 80 % от площади всех отверстий на ло-

Рис. 57. Осредняющая напорная трубка:

1 — фланец; 2 — осредняющая трубка; 3 — за-
глушка
бовой стороне трубки. Отсюда следует уравнение для определе-
ния наибольшего допустимого числа п этих отверстий:

п = 0,8dB /d2,

где dB — внутренний диаметр трубки; d0 — диаметр каждого
отверстия.

Так как толщина стенки трубки 5 = O,ldB, то и наружный ди-
аметр dH = l,2dB, а минимальное значение dH определяется из ус-
ловия прочности трубки, и оно тем больше, чем больше внутренний
диаметр трубопровода D и скорость v (точнее, до2). Для стальных
трубок с пределом текучести материала о = 1,93 • 108 Па (сталь
1Х18Н9Т) ОПИ дает формулу для определения внутреннего диа-
метра осредняющей трубки dB:

dT = 4 10-4vO

Р
(от](1-П)4

где [от] (Па); т] (dB/dT).

Считая р = 998,2 кг/м3 (для воды при t = 20 °C) и т[ = 0,8,
найдем

dT = 1,66 • 10“2 пО/[п],

где [о] (м/с).

Отсюда следует для воды при и, равной 1, 1,5, 2, 2,5 и 3 м/с,
получим соответственно (d^/D, равное 0,017, 0,025, 0,033, 0,041 и
0,05. Для газа при р = 10 кг/м3 эти же значения d?/D будут при
v, равной 10, 15, 20, 25 и 30 м/с соответственно. Для газа же при
р= 40 кг/м3 и v, равной 10, 15, 20, 25 и 30 м/с, получим dT/D,
равное 0,033, 0,05, 0,066, 0,082 и 0,102 соответственно. ОПИ реко-
мендует, во всяком случае для воды, иметь d^/D < 0,05, чтобы
избежать существенной деформации поля скоростей.

Оба конца ОНТ укрепляются в стенке трубопровода, а в ее
середине помещена пробка, через которую проходит импульсная
трубка, имеющая наружный диаметр dH < 0,05dB и два отверстия
на своих концах для отбора давлений из каждой половины ОНТ.

Диаметр отверстий d0 выбирают тем больше, чем больше dT.
В методике ВНИИР 1992 г. указано, что d0 должно быть не боль-
ше 5 мм, а минимальный размер зависит от вероятности засоре-
ния и желаемых динамических характеристик.

Число отверстий п на лобовой стороне зависит от отношения
(dB/d0)2. В трубке ОПИ принято п - 8. Это требует, чтобы было
(dB/d0) > 10. Центры отверстий располагаются на расстояниях
0,354.0/2, 0,6160/2, 0,7910/2 и 0,9350/2 в обе стороны от середи-
ны трубки. По мере приближения к периферии расстояния меж-
ду отверстиями уменьшаются, потому что они размещаются в се-
редине равновеликих по площади кольцевых участков.

11 П. П. Кремлевский
При очень сильно деформированных полях скоростей, что может
быть при очень малых прямых участках трубопроводов, ОПИ пред-
ложил и исследовал применение двух ОНТ, расположенных перпен-
дикулярно друг к другу и имеющих импульсные трубки, соединен-
ные друг с другом. Эта комбинация трубок получила название «ос-
редняющий крест» (Энергетика.— ИВУЗ.— 1988.— № 2).

Осредняющие кресты изготовлялись в ОПИ для очень боль-
ших диметров D труб, идущих от насосов, в частности для очень
больших!), равных 0,585, 0,645, 1,01, 1,28, 1,675 и 2,2 мм, и при
этом диаметры трубок d, образующих крест, находились в преде-
лах 25-85 мм. Рекомендации по применению ОНТ и осредняю-
щих крестов содержатся в документе РТМ 33.23.0.4.001-79, из-
данном в г. Одессе в 1979 г. Среднеквадратическая погрешность
измерения расхода с помощью осредняющего креста о = 3 %.

Для определения диаметра трубки dT ОПИ рекомендует фор-
мулу

dT = 4 • 1O~4uZ>7p(1-h)4.

Для воды при р = 998,2 кг/м3 получим

dT = 16,6 • Ю31лО.

Для воды при v, равной 1, 1,5, 2, 2,5 и 3 м/с, получим соответ-
ственно d^/D, равное 0,017, 0,025, 0,033, 0,041 и 0,05. Для газа
при р = 10 кг/м3 (это соответствует давлению около 5 МПа) те же
значения будут при v, равной 10, 15, 20, 25 и 30 м/с соответственно.
Для газа же при р= 40 кг/м3 и и, равной 10, 15, 20, 25 и 30 м/с,
получим d^/D = 0,034.

Определение расхода с помощью осредняющей напорной труб-
ки. Исходная формула объемного расхода qo (м3/ч) имеет вид

до = 0,05252ае!)2 ^Др/р.

где а — коэффициент расхода, для трубок ОПИ а= 0,9915+0,9955
(в среднем а = 0,9935); е — множитель, учитывающий расширение
газа; D — диаметр трубопровода, мм; Др — перепад давления,
кгс/м2; р — плотность вещества, кг/м3.

Учитывая малое значение соотношения Др/pi, погрешностью
5е можно пренебречь.

Тогда предельная погрешность измерения расхода 8<уо опреде-
ляется формулой

б9о = (ба + 48O2 + 0»258др + 0,2582 j°’5,

где погрешность 8а = 1,2 %, а общая погрешность 8g — около 1,7 %.

Зарубежные разработки ОНТ. В зарубежной научно-техни-
ческой литературе, в противоположность отечественной, опубли-
ковано очень мало работ по осредняющим напорным трубкам.
Перечислены работы, обнаруженные автором.

Первая из них появилась в журнале «Instrument practice» в мае
1969 г. В статье сообщалось о разработке фирмой «Е11 son» в г. Ми-
чиган (США) осредняющей напорной трубки, названной трубкой
Annubar. Она имела четыре отверстия на лобовой стороне, которые
воспринимали полное давление потока по диаметру трубопровода.
Сзади нее на тыльной стороне находилась вторая, менее длинная
трубка с отверстием, воспринимающим давление на тыльной сто-
роне обеих трубок (аналогично тому, как это было осуществлено
ранее на Криворожском заводе). Как основное преимущество трубки
Annubar в статье указывалось на снижение потери давления по
сравнению с диафрагмами.

Следующая публикация о трубке Annubar появилась в испан-
ском журнале «Metalurgia у electricidad» лишь в 1981 г. Как и
в предыдущей статье, рассматривалась трубка с четырьмя отвер-
стиями на лобовой стороне и без доказательств и обоснований
утверждалось, что погрешность измерения расхода не превосходит
1 % в пределах шкалы расходомера 20—100 %, а повторяемость
находится в пределах 0,1 %.

И, наконец, в польском журнале «Energetyka» (1993, № 4) появи-
лась статья Ковальчика, основанная на информации о трубке Annubar,
предоставленной фирмой «Dietrich Standart». Эта статья вызвала
серьезные возражения 3. Кабзы и Боса, в частности, по достоверно-
сти минимальных чисел Рейнольдса Remin и другим аспектам при-
менения трубок Annubar (в том же журнале — 1993, № 7).

Таким образом, за последние тридцать лет в зарубежной науч-
но-технической литературе опубликовано мало работ по ОНТ. Опуб-
ликованные же не содержат сведений о результатах, подтверждаю-
щих рекомендации фирм-изготовителей, которых существует уже
несколько («Oxitrol», «Dietrich Standart» и др.). Так, во ВНИИМ
имеется трубка Annubar фирмы «Intra Automation». Существен-
ный недостаток — то, что вместо статического давления отбирает-
ся давление на тыльной стороне трубки. Хотя это увеличивает
измеряемый перепад, но зато может отрицательно сказаться на
стабильности показаний. Вместо коэффициента преобразования,
близкого к единице и постоянного у трубок ОПИ, имеем перемен-
ный коэффициент, весьма сильно зависящий от диаметра трубо-
провода D и лежащий в пределах от 0,6 до 0,7 и выше, причем
различные фирмы дают разные значения этого коэффициента.
К тому же небрежность исполнения у отдельных фирм, а иногда и
несоответствие диаметровduD усиливает отрицательное отноше-
ние к ним. Так, у упомянутой выше трубки фирмы «Intra Auto-
mation», поперечное сечение которой от круглого к незавершен-
ной крестообразной форме имеет ширину А = 28 мм; она предна-
значена для трубопровода с D = 150 мм. При этом A/D = 0,187
(заметим, что ОПИ рекомендует иметь это отношение не более
0,05). Площадь такого зонда составляет 21 % от площади попе-
речного сечения трубопровода, что создает очень сильную дефор-
мацию поля скоростей и возрастание средней скорости. На лобо-
вой стороне трубка имеет только четыре отверстия для приема
полного давления потока, и расположены они не строго симмет-
рично относительно оси трубопровода. Отверстия с одной сторо-
ны на 2-3 мм ближе к оси, чем с другой. На тыльной же стороне
вместо одного имеются тоже четыре отверстия.

По-видимому, большим значением отношения dr/D и малым
числом отверстий для приема полного давления следует объяс-
нить зависимость коэффициента преобразования расхода как от
длины L, так и от диаметра трубок dT и различие значений этих
коэффициентов у разных фирм. Так, у фирмы «Окситрол» при
увеличении D от 305 мм до 1048 мм коэффициент меняется от
0,636 до 0,646 при шести приемных отверстиях и dj = 26 мм и от
0,619 до 0,643 при восьми отверстиях и dT = 36 мм. У другой же
фирмы при увеличении D от 100 мм до 1400 мм коэффициент
возрастает от 0,69 до 0,73.

В рекламных проспектах зарубежных фирм допускаются очень
малые длины прямых участков трубопровода перед ОНТ, без ка-
ких-либо ссылок на экспериментальные работы, которые были бы
опубликованы в научно-технической литературе. Это заставляет
сомневаться в достоверности и допустимости рекламируемых длин.

Из всего сказанного следует вывод, что для обеспечения доста-
точно точного измерения расхода разработанные в ОПИ осредня-
ющие напорные трубки имеют значительно больше оснований
для применения.

ОНТ или ПСНО, разработанные в НИИтеплоприбор. НИИТ
провел разработку осредняющих преобразователей скоростного
напора (ПСНО) в 1990-е гг. К сожалению, в основу своих разрабо-
ток он положил не осредняющую трубку ОПИ, а трубку Annubar.

НИИтеплоприбор внес существенные изменения в конструк-
цию трубки. Это показано на рис. 58, где даны поперечные разре-
зы трубки Annubar и трубки НИИтеплоприбор. Стремились умень-
шить размер А, который изменяется в конструкции НИИтепло-
прибор от 10 мм (при D = 100 мм) до 28 мм (при D = 1400 мм).

Разработаны два варианта трубок ПСНО: ПСНО-1 и ПСНО-1-01.
Значения их коэффициента расхода а в зависимости от диаметра
трубопровода D даны ниже:

Рис. 58. Поперечные разрезы трубок Annubar (а) и
НИИтеплоприбор (б)
a........0,6930 0,7464 0,7471 0,7496 0,7632 0,7708 0,7806 0,7827

P, мм ... 100 200 300 400 500 700 1200 1400

Далее приведена общая высота трубки Н вместе с головкой,
выступающей за пределы трубопровода, в зависимости от диамет-
ра трубопровода D у ПСНО-1:

Типоразмер Н, мм

ПСНО-1-01-Ю0...............108

ПСНО-1-01-150............. 243

ПСН01-01-200 ........... 301,5

ПСНО-1-01-300............. 403

ПСНО-1-01-400............. 504

ПСНО-1-01-500 ............ 608

ПСНО-1-01-700 ............ 800

ПСН01-01-1000.............1098

ПСНО-1-01-1200............1296

ПСНО-1-01-1400............1494

ПСНО-1-01 отличается от ПСНО-1 тем, что осредняющая трубка
ПСНО-1 помещена в отрезок трубопровода длиной 200 мм. Ниже
даны значения диаметра трубопровода D и общей высоты Н у
ПСНО-1-01 различных типоразмеров:

Типоразмер D, мм Н, мм
ПСНО-1-01-Ю0 .... . . . 114 240
ПСНО-1-01-150 .... . . . 159 285
ПСНО-1-01-200 .... . ... 219 345
ПСНО-1-01-300 .... . ... 325 451
ПСНО-1-01-400 .... . ... 426 552
ПСНО-1-01-500 .... . ... 530 636
ПСНО-1-01-700 .... . ... 720 846
ПСН01-01-1000 . . . . . . .1020 1146
ПСНО-1-01-1200 . . . . . . .1220 1346
ПСНО-1-01-1400 . . . . . . .1420 1546

Разработан также вариант со шлюзовым устройством для ввода
ПСНО в трубопровод.

Кроме ПСНО-1 и ПСНО-1-01, представляющих собой осредня-
ющую трубку, в НИИтеплоприбор разработан кольцевой преоб-
разователь перепада давления ПСНО-2. Он представляет собой
кольцо, на лобовой стороне которого имеется кольцевое отверстие
для приема полного давления потока. Кольцо устанавливается в
месте средней скорости на расстоянии 0,238.0/2 от внутренней
стенки трубопровода. Кольцевой преобразователь ПСНО-2 постав-
ляется вмонтированным в отрезок трубопровода длиной L. Вы-
сота установки Н, длина L и диаметр D трубопровода у ПСНО-2
приведены ниже:

Типоразмер Л, мм L, мм Н, мм

ПСНО-2-100.........114 200 178

ПСНО-2-150.........159 200 243

ПСНО-2-200.........219 200 303

ПСНО-2-ЗОО........ 325 228 409

ПСНО-2-400.........426 253 510

ПСНО-2-500.........530 276 614

ПСНО-2-700.........720 314 804
Все перечисленные разработки НИИтеплоприбор предназна-
чены для веществ, имеющих вязкость в пределах (0,3—20) сСт и
температуру t в пределах от -250 до +300 °C. Рабочее избыточное
давление не более 2,5 МПа для ПСНО-1, ПСНО-1-01 и ПСНО-2, не
более 1,6 МПа для ПСНО-1-02 и не более 7,5 МПа для ПСНО-1-03
(при шлюзовом устройстве). Диапазоны измерения по числу Рей-
нольдса: для ПСНО-1 Re от 4 • 104 до 108, для ПСНО-2 имеем Re
от 2 • 104 до 108. Основная приведенная погрешность измерения
расхода 1 %.

Нормативные документы по осредняющим трубкам. Норма-
тивные документы до 1995 г. основывались на осредняющих труб-
ках, разработанных в ОПИ. Первый из них «Рекомендации по
расчету, изготовлению и монтажу первичных преобразователей
расхода типа осредняющая трубка и осредняющий крест»
РТМ 33.23.04.0.01-79 был выпущен в 1979 г. в г. Одессе инсти-
тутом Укрюжгипроводхоз и кафедрой гидравлики ОПИ. Затем
в 1987 г. были выпущены МИ 1743-87 «Методика выполнения
измерений осредняющими напорными трубками». В разработке
МИ 1743—87 непосредственно участвовали сотрудники Одесско-
го политехнического института.

После этого ВНИИР в развитие МИ 1743—87 выпустил в 1992 г.
весьма обстоятельный документ под названием «Расход природно-
го газа. Методика выполнения измерений с помощью осредняющих
напорных трубок». В этой работе ВНИИР хорошо и подробно осве-
тил все особенности применения ОНТ, необходимые для обеспече-
ния точного измерения расхода, и в том числе дал значения мини-
мально необходимых длин прямых участков труб перед ОНТ:

Местное сопротивление L/D

Группа колен в одной плоскости при смешении потоков .........34

« « « « « « разветвлении « ..............14

Задвижка, полностью открытая ............................... 12

Кран .............................'..........................20

Запорный вентиль.............................................60

Шаровой кран.................................................15

Регулировочная заслонка......................................30

Колено или тройник ......................................... 10

Симметричный вход в трубопровод после емкости................15

Диффузор (конусность от 0,25 до 0,5) ....................... 10

Конфузор (конусность от 1,5/1 до 3/1)........................60

Закрутка потока на угол <р, равный:

зо° ..................................................;......60

45° ......................................................70

60° ......................................................80

Регулировочный вентиль (степень открытия Н от 0,25 до 0,75) .... 30

Регулировочный вентиль полностью открытый....................20

Регулировочный клапан при степени открытия Н = 0,25..........20

« « « « * Н = 0,5+1 ..............15

Внезапное расширение потока у = 0,6..........................60

Имеется также МИ 1845-88.ГСИ «Методические указания для
измерения расхода воды».

В 1994 г. ВНИИР, пересмотрев эту документацию, внес некото-
рые коррективы, относящиеся лишь к 21-му его пункту.

И всего лишь через год после этого, в 1995 г. выходит новый
документ МИ 2355-95 «Методика выполнения измерения с по-
мощью осредняющих преобразователей скоростного напора» (ав-
торами которого значатся НИИтеплоприбор и ВНИИР), подчер-
кивающий всю полезную работу ВНИИР по разработке методики
применения ОНТ на основе работ ОПИ. В новой методике в осно-
ву взята трубка Annubar, принятая в НИИтеплоприбор. В ней, в
частности, дана таблица минимально необходимых длин прямых
участков трубопровода 1г до и Z2 после осредняющей трубки.
Вызывают недоумение приведенные очень малые их значения,
тем более что никаких ссылок на экспериментальные работы,
обосновывающие их допустимость, в документе нет. Ниже приве-
дены эти данные:

Местное сопротивление h/D h/D h/D

А (А)

Одно колено ..........................................7 9 3

« «со струевыпрямителем.............................6 6 3

Два колена в одной плоскости..........................9 14 3

« « « « ♦ со струевыпрямителем .... 8 8 3

Два колена в разных плоскостях...................... 19 24 4

« « « « « со струевыпрямителем . . 9 9 4

Конфузор .............................................8 8 3

« со струевыпрямителем............................8 8 3

Диффузор..............................................8 8 3

« со струевыпрямителем ...........................8 8 3

Вентиль ............................................ 24 24 4

« со струевыпрямителем ............................9 9 4

Примечание. А действительно при расположении ОНТ в одной плоскости
с местным сопротивлением, (А) — действительно при расположении ОНТ ие в
одной плоскости с местным сопротивлением.

Видимо, учитывая очень малую величину значений l^/D и l?JD,
в дополнение к приведенной зависимости в МИ 2355-95 дана
еще таблица минимальных значений длины 1%/D между двумя
ближайшими местными сопротивлениями. В большинстве слу-
чаев это расстояние L%/D лежит в пределах 3-5, но при закрутке
потока L$/D = 10, а при регулирующем органе, открытом частич-
но, L$/D = lO-s-14.

КМИ 2355-95 приложена очень большая библиография, вклю-
чающая 35 источников. В этой библиографии по осредняющим
напорным трубкам ссылки практически даны лишь на работы
Грабовского и его сотрудников. Но эти работы не имеют никако-
го отношения к трубкам Annubar, взятым в основу конструкции
НИИтеплоприбор.

Помимо сказанного существенный недостаток МИ 2355—95 со-
стоит в том, что он не имеет в достаточной мере общего характера,
пригодного для различных конструкций ОНТ, а нацелен лишь на
разработки НИИтеплоприбор, например: погрешность измерения от-
носится лишь к ПСНО. Это очень большой недостаток МИ 2355-95
[44].
5.5. РЕКОМЕНДУЕМЫЕ НАПОРНЫЕ ТРУБКИ
ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ РАСХОДА ГАЗОВ И ЖИДКОСТЕЙ

Напорные трубки, в том числе осредняющие и мультиплика-
торы, целесообразно применять как для диагностики фактичес-
ких расходов и технологического контроля, так и для коммерчес-
кого учета расхода энергоносителей.

Из многих примеров таких устройств наиболее удобны показан-
ные в табл. 24 с приведенными техническими данными, частично
полученными на основании исследований в АООТ НПО ЦКТИ
им. И. И. Ползунова [45].

Зачастую перед проектированием узла учета необходимо знать
(фактический) расход теплоносителя. Для этого рекомендуются
зонды по .трем первым пунктам таблицы. Напорные трубки из-
меряют скорость в локальных точках, поэтому расход (м3/с) с
помощью их вычисляют по формуле

nD2 12Лр

q = vF= KTKl;t- ,

4 V Р

где v — средняя скорость потока по площади сечения F трубы, м/с;
D — условный диаметр трубы, м; Кг — коэффициент трубки; Kv —
коэффициент неравномерности скорости по площади сечения В;
kTkv = а — коэффициент расхода; е —коэффициент расширения
газа; Др — разность полного и статического давлений трубки, Па;
р — плотность среды, кг/м3.

Наиболее простым является зонд ВТИ, дифференциальный ма-
нометр которого удобно подсоединить к бобышкам на трубе, ко-
торые затем можно использовать для установки манометра и тер-
мометра.

Зонд ВТИ [44] рекомендуется для влажного пара и запыленного
газа, так как он меньше засоряется. Кроме этого, в ГОСТ 8.361-79
рекомендован одинарный перпендикулярный зонд. Такую оди-
нарную трубку для повышения точности измерений целесообраз-
но проградуировать по показаниям двойной трубки Прандтля—
Пито, которые рекомендованы ИСО благодаря стабильности их
показаний.

Двойные напорные трубки пригодны для измерения скорости
газа в пределах 3-35 м/с и воды — более 2,5 м/с. Для этого
используют микроманометры и тягонапоромеры, а также дифма-
нометры «Сапфир ДД» с пределами до 100 Па и др.

Зонды ЦКТИ и другие устанавливают в вертикальном сече-
нии горизонтальных трубопроводов на различных расстояниях
от стенки, поэтому их коэффициенты расхода а = K^KV будут раз-
личными. Например, для трубок при погружении их на глубину
А = 0,5В а = 0,8 при D = 71 мм и а = 0,785 при Л = 94 мм, а для
А - 0,33В а = 0,835 при В = 71 мм и а = 0,8 при В = 94 мм. Эти
данные получены при Re > 25 000. Данные при В = 55 мм для
Таблица 24

Виды напорных трубок

Характеристика

Трубка ВТИ для влажного пара и за-
пыленного газа. Коэффициент трубки
К = 0,5. Целесообразна градуировка по
трубке Пито

Зонд ЦКТИ для труб с D, равным 55,
71 и 94 мм при (А/6, А/3, A/2)D и для Re>
г 25 • 103. Коэффициент расхода а =
= KTKV от 1 до 0,785 для разных А и D

Зонд цилиндрический, стандартизо-
ванный в Польше PN-94Z-04030 для
D - 8 мм и L, равной 6, 16 и 31 мм,
L . = D/2, d = (D/5+D/7) > 3 мм

Микротрубка Вентури D, равном 30,
50, 60 и 70 мм; для D = 50 b = 170, С =
= 47, d - 28 мм. При D = 30*60 мм коэф-
фициент усиления — 5*9

трубок ЦКТИ близки к данным для трубок Клеве при D = 50 мм
и Re = (1-*-3,5)105 [42], а последние рекомендованы ИСО [44].

Коэффициент расхода трубки в п. 3 табл. 24 примерно в 1,5
раза больше, чем у трубки ЦКТИ. Эти трубки стандартизованы
в Польше (PN-94Z-04030) [40], имеют цилиндрическое сечение.

Самые большие значения коэффициента расхода имеют муль-
типликаторы (усилители). Пример — микротрубка Вентури по
п. 4 табл. 24, которая наиболее проста в изготовлении по сравне-
Рис. 59. Зависимости перепада
давлений Лр от скорости v для тру-
бок Прандтля—Пито (1) и мик-
ротрубок Вентури диаметрами,
мм: 70 (2), 60 (3), 30 (4), 50 (5) (раз-
меры этой трубки см. в табл. 24)

нию с другими мультипликаторами.
Градуировочные кривые этих трубок
и трубки Пито даны на рис. 59 [44].

В России только трубки Пито ре-
комендованы для применения в
ГОСТ 8.361-79, а осредняющие труб-
ки стандартизованы в МИ 2355 [43].

В НПО ЦКТИ им. И. И. Ползуно-
ва проводили исследования осредня-
ющих напорных трубок с числом
отверстий 5, 9, 15 в центрах равнове-
ликих площадей сечения трубы квад-
ратного сечения 190 х 190 мм. Для
сравнительных измерений расходов
воздуха применяли стандартную ди-
афрагму при предельной погрешнос-
ти измерений, не превосходящей
±1 % в диапазоне чисел Рейнольдса
(1-5-2) 10 , также исследования прово-
дили как при длинной трубе (3 м
после успокоителя потока), так и при
короткой (участок длиной 4,30 до на-
порной трубки и 1,2Л после нее) меж-

ду двумя коленами, которые устанавливали в различных плоско-
стях [41].

Исследования выявили различия коэффициентов расхода тру-
бок от числа отверстий в пределах (1,01+1,02)±2,5 % при длин-
ном прямом участке и (0,95+0,98)±3 % при прямом участке
длиной 5,50, но в последнем варианте при закругленных двух
коленах вне зависимости от их плоскостей расположения коэф-
фициент расхода был в пределах (0,995-5-1,005)±2 %. При откло-
нениях потока от оси отверстий трубки на 5° при раззенкован-
ных отверстиях изменений в показаниях не было, а при углах
скоса потока более 10° показания ощутимо уменьшаются (при
15° — около 5 %).

Из осредняющих трубок два типа можно применять в коммер-
ческих узлах учета, так как они внесены в Государственный ре-
естр средств измерения расхода Российской Федерации: расходо-
измерительные системы с преобразователями ST 3000; STT 3000,
датчиком Annubar и вычислительным устройством Dart II Flow
Computer, АО Haneywell-CTEPX, № 14259-94, а также преобразо-
ватели скоростного напора, осредняющие ПСНО, НИИтеплоприбор,
Москва, № 14854—95.

Структура расходомера с трубкой Annubar Diamond II приведена
на рис. 60. У модели DCR-35 при Re = (3-5-15)105 воды коэффициент
расхода равен 0,62±1 %, D = 300 мл, а погрешность ±1,3 % [34].

Преобразователи осредняющие ПСНО соответствуют МИ 2355-95
и применяются с указанными там рекомендациями.
Рис. 60. Напорные трубки Annubar: а — структура расходомера с трубкой
Annubar Diamond II; б, в — виды сечений трубок;

1 — осредняющая трубка с четырьмя парами отверстий; 2 — вычислительное устройство
Dart II; 3 — датчики полного и статического давлений потока; 4 — термометр; 5 —
манометр; 6 — самописец

Рис. 61. Осредняющая цилиндрическая трубка-зонд, ус-
тановленная по диагонали канала (рд — давление в труб-
ке; рс — давление у стенок канала)
Мультипликаторы рекомендуется применять для целей авто-
матического регулирования, когда не так важно абсолютное зна-
чение расхода, а важно изменение этой величины по отношению
к другой заданной величине. Мультипликаторы также необходи-

Таблица 25

Виды осредняющих трубок

№ п/п Форма трубки-зонда Характеристика
1 —— Трубка Annubar круглая. Точка от- рыва пристенной струи зависит от пара- метров потока. Коэффициент расхода зависит от числа Re. В России круглые трубки используют с отбором статиче- ского давления у стеики трубопровода, а зондом является трубка с пьезометри- ческими отверстиями
2 - — Конструкция Haneywell более ста- бильная на отрыв струи. Датчик гене- рирует вихри большой энергии, поэто- му сигналы переменные во времени. При больших скоростях трубка вибри- рует. Многоточечное размещение пьезо- метрических отверстий
3 f У Пресо небольшие изменения пото- ка по направлению на датчик в отноше- нии его оси вызывают большую раз- ность др = 2р и поэтому большую по- грешность измерения. В промышлен- ных применениях неоднократно прояв- ляется сложение направлений вектора скорости
4 f / — Фирма IWK предложила целевой отбор давления с помощью двух отдель- ных зондов, расположенных рядом. Ус- тановлено улучшение в стабильности работы в области измерений
5 ' [ к V Конструкция датчика фирмы «Ve- ris> позволяет избежать отрыва при- стенной струи. Установлено улучшение стабильности работы зонда в измеряе- мом диапазоне. Одиако при очень боль- ших скоростях потока может произойти отрыв струи
мы при измерении малых скоростей потока, когда перепад давле-
ний на трубке очень мал.

Потери давления на всех типах трубок незначительны.

Для ориентировочной оценки значений расхода с помощью на-
порных трубок можно использовать приведенные выше данные
коэффициентов расхода и данные графиков.

В заключение следует отметить, что применение напорных тру-
бок потребует меньших затрат, чем при сужающих устройствах.

В Польше 3. Кабзой проведены экспериментальные и теорети-
ческие исследования [40] осредняющих цилиндрических зондов,
устанавливаемых по диагонали канала как для одного (рис. 61),
так и для двух, образующих осредняющий крест. Пьезометричес-
кие отверстия размещены в соответствии с линейно-логарифми-
ческой моделью потока в прямоугольном канале с гидравличес-
ким диаметром Dn > 300 мм и отношением боковых стенок от
0,3 до 1. Числа Рейнольдса от 65 000 до 420 000. Для таких
данных определены диаметры отверстий от 0,11 до 0,28 диамет-
ра трубки.

Установка элементов, возмущающих поток в канале, на рас-
стоянии 12D от сечения измерения вызвала приращение коэффи-
циента расхода а в среднем на 3 %. В случае использования
зондов с внутренним диаметром 12 мм d и отверстиями do диа-
метром 2 мм получено: а = 0,93 для отношений сторон каналов
от 0,6 до 1; а = 0,95 для отношений от 0,4 до 0,5; а = 0,97 для
отношений более 0,3.

Таким образом, величина а стабильна от 1 до 2 % для отноше-
ний сторон от 0,4 до 1,0 и указанных чисел Рейнольдса. Причи-
ной возрастания погрешности являются деформация или загряз-
нение потока. Наименьшая ошибка возникала при засорении от-
верстий 2 и 5 (см. рис. 61), величина а увеличивалась на 0,8 %.
Исключение отверстий 1 и 6 вызвало приращение а на 3 %,
а отверстий 3 и 4 — на 4 %. При засорении центральных отвер-
стий 2,3,4 и 5 ошибка составляла 12 %.

За границей развитие осредняющих трубок, показанных в
табл. 25 из доклада 3. Кабзы на 10-й Конференции в 1996 г., идет
в направлении разного размещения и профилирования пьезомет-
рических отверстий [39].

В табл. 25 показаны ранее разработанные формы осредняющих
трубок, а в предыдущем разделе показана и другая, кроме круглой,
форма трубки Annubar (см. рис. 60, б) [40].
Глава 6

СОЕДИНИТЕЛЬНЫЕ И ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ
УСТРОЙСТВА РАСХОДОМЕРОВ
С ДИФМАНОМЕТРАМИ

6.1. СОЕДИНИТЕЛЬНЫЕ ТРУБКИ

Сужающее устройство (или другой преобразователь расходомера
переменного перепада давления) соединяется с дифференциальным
манометром двумя импульсными (соединительными) трубками.

В большинстве случаев диаметр трубок выбирают в пределах
от 8 до 13 мм (чаще всего 10-12 мм). Меньшие диаметры неже-
лательны 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 запаздывание
показаний. Но с увеличением длины трубок, а также вязкости и
загрязненности измеряемой среды ИСО рекомендует [12] увеличи-
вать диаметр трубок (табл. 26).

Длину соединительных трубок желательно выбирать возможно
меньше. При этом возрастают надежность проводки и быстродей-
ствие расходомера. Так, ИСО рекомендуют иметь эту длину не бо-
лее 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 возмож-
ности удобным для монтажа. В большинстве случаев применяют
стальные трубки: водогазопроводные (газовые) и бесшовные (ис-
пользуются 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 примене-
ние стальных трубок. В некоторых случаях находят применение
трубки из латуни, алюминия и алюминиевых сплавов. Для невы-

Таблица 26

Внутренние диаметры соединительных трубок в зависимости от их длины

Измеряемое вещество Длина трубок, м
До 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
соких давлений (до 0,6 МПа) могут применяться трубки из спе-
циальной резины и пластмасс: полиэтиленовые, поливинилхло-
ридные, винипластовые и фторопластовые. Последние пригодны
для измерения расхода различных агрессивных сред при темпе-
ратурах от -196 до +250 °C [11].

При монтаже соединительных трубок надо обеспечить их гер-
метичность и возможность периодической чистки, осуществляемой
в разъемных соединениях, которые обычно образуются с помощью
накидных гаек. Плотность трубок проверяется в процессе специ-
альных испытаний. На концах трубок устанавливают запорные
органы (желательно игольчатые вентили прямоточного типа), об-
ладающие одним и тем же сопротивлением при любом направле-
нии движения среды. Это особенно важно при измерении перемен-
ных 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 измере-
нии 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 [И]. Во избежание неодинакового нагрева или
охлаждения 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 заполне-
ны конденсатом. При измерении расхода может нарушиться ра-
венство конденсатных столбов в обеих трубках за счет перемеще-
ния части конденсата в дифманометр. Во избежание этого при-
меняют уравнительные сосуды, имеющие большую площадь по-
перечного сечения. Они устанавливаются непосредственно у су-
жающего устройства.

Дифманометр желательно располагать ниже сужающего уст-
ройства (рис. 62, 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. 62, б). При гори-
зонтальном трубопроводе давления р± и р2 отбирают по горизон-
тальному диаметру. При вертикальном и наклонном паропрово-
Рис. 62. Схемы расположения уравнительных сосудов и соеди-
нительных трубок при дифманометре, находящемся: а — ниже
диафрагмы; б — выше диафрагмы

де трубку, идущую от нижнего отверстия отбора, теплоизолируют,
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]. Преимуще-
ственно применяют первые. Их действие тем эффективнее, чем
больше горизонтальная площадь fc зеркала в сосуде и чем мень-
ше измерительный объем VK дифманометра, т. е. тот объем, кото-
рый перемещается из одного колена в другое при изменении пе-
репада от 0 до Дртах.

Погрешность измерения расхода 8? %, возникающая в момент
измерения перепада от Api до Др2> определяют формулой

5 50 Уи (Рж~Рп)£ АР2~ЛР1

fc ^Prnax Д₽2

где рж и рп — плотности жидкости и пара в уравнительном сосу-

де соответственно.

Эта формула позволяет определить площадь горизонтального
поперечного сечения сосуда fc для заданной погрешности 8? ис-
ходя из измерительного объема Va и предельного перепада Лртах
дифманометра. Чем больше Vn и чем меньше Артах, тем больше
должна быть площадь сосуда fc.

Форма уравнительных сосудов, рекомендуемая ИСО [12], пока-

зана на рис. 63. Малый сосуд имеет длину L = 100 мм и вмести-
мость 170-250 см3, большой — длину L = 230 мм и вместимость
600-800 см3. Толщина стенки s составляет 5, 7,1 и 12,5 мм при

испытательном давлении 19 и 54 МПа. Диаметры и d2 нахо-
дятся в пределах от 12,7 до 24 мм в зависимости от давления и

способов соединения концов трубки. Диаметр d3 = (8+8,7) мм.
101

Рис. 63. Уравнительные сосуды, рекомендуемые ИСО

Для дифманометров компенсационного типа, имеющих очень
малую величину Уи, уравнительные сосуды можно [12] заменять
короткими изолированными горизонтальными трубками.

При очень высокой температуре пара для предохранения сужа-
ющего устройства от попадания холодной жидкости из трубок ИСО
рекомендует непосредственно перед сужающим устройством рас-
полагать 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 желательно
устанавливать ниже сужающего устройства, чтобы воздух, выде-
лившийся в соединительных трубках, мог уйти в трубопровод.

Если необходимо установить дифмано-
метр выше сужающего устройства, то
еще выше дифманометра надо помес-
тить сборники воздуха, а соединитель-
ные трубки, присоединяемые к сужаю-
щему устройству при горизонтальном
трубопроводе в плоскости горизонталь-
ного диаметра или немного ниже, надо
сперва опустить вниз на 100-200 мм и
лишь затем вести их кверху. Диаметр
сборников воздуха 25-60 мм, высота
равна четырем диаметрам. В случае
загрязнения измеряемой жидкости
надо несколько ниже сужающего уст-
ройства поместить отстойные камеры.
На рис. 64 показана схема с отстойны-

Рис. 64. Схема соединений при измерении рас-
хода воды в дифманометре, находящемся выше
диафрагмы:

1 — отстойные камеры; 2 — сужающее устройство; 3 —
дифманометр; 4 — воздухосборник

12 П. П. Кремлевский
ми камерами и сборниками воздуха при дифманометре, установ-
ленном выше сужающего устройства.

В случае опасности замерзания воды в соединительных труб-
ках 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 жидкостей надо
предотвратить их проникновение в соединительные трубки и диф-
манометр. Для этого применяют сосуды с разделительными жид-
костями, вялые мембраны (но не для вязких жидкостей) и непре-
рывно продувают или промывают соединительные трубки.

Разделительные сосуды с разделительными жидкостями. Этот
метод защиты от агрессивных и вязких жидкостей наиболее рас-
пространен. Для его применения необходима разделительная жид-
кость, которая не должна смешиваться или взаимодействовать
с измеряемой жидкостью и манометрической жидкостью дифмано-
метра. Она не должна быть вязкой при температуре среды, окружа-
ющей соединительные трубки и дифманометр, и быть нейтральной
по отношению к материалам, из которых они изготовлены. В каче-
стве разделительных жидкостей применяют: глицерин, водоглице-
риновые смеси, дибутилфталат, этиловый спирт, этиленгликоль, во-
доэтиленгликолевые смеси и др. Хорошо себя зарекомендовали при
измерении расхода сильных кислот, щелочей, окислителей и вос-
становителей фтороуглеродистые жидкости Б-1 и М-1, имеющие
температуру застывания -17 °C и -14 °C и вязкость при 20 °C от
1,5 • 10~5 до 3,5 • 10~5 м2/с и от 5 • 10-5 до 11 • 10~5 м2/с соответ-
ственно. Плотность этих жидкостей 2000 кг/м3. Они диэлектри-
ки и не взаимодействуют с металлами. Их можно применять,
в частности, для измерения расхода хромовой кислоты, дымящей-
ся азотной кислоты, перманганата калия, перекиси водорода, га-
логенов и концентрированной серной кислоты до 200 °C.

Для измерения расхода вязких и коксующихся веществ (гуд-
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-
навливаемых около сужающего устройства (рис. 65). В остальной
Рис. 65. Схема расположения разделительных сосудов и соединитель-
ных трубок: а — разделительная жидкость тяжелее измеряемой; б —
разделительная жидкость легче измеряемой;

1 — сужающее устройство; 2 — вентиль; 3 и 8 — уравнительные вентили; 4 — раздели-
тельный сосуд; 5 — измеряемая жидкость; 6 — разделительная жидкость; 7 — конт-
рольный вентиль; 9 — запорный вентиль; 10 — дифманометр; 11 — соединительная трубка
при верхнем расположении дифманометра

части этих сосудов находится измеряемая жидкость, передающая
давление pi ирг в дифманометр через разделительную жидкость.
Если плотность разделительной жидкости рр больше плотности из-
меряемой, то она заполняет нижние половины сосудов (рис. 65, а),
в противном же случае — верхние (рис. 65, б).

При применении разделительных сосудов появляется система-
тическая погрешность измерения расхода 8? (%) из-за разности
плотностей рр и ри, определяемая уравнением

8? = -400

Уи (Рр PH)g
APmax

где VH — измерительный объем дифманометра; dc — диаметр
разделительного сосуда; Дртах — предельный перепад дифмано-
метра.

Для учета этой погрешности надо в показания расходомера вво-
дить поправку 8g или же рассчитывать сужающее устройство не на
перепад Артах> а на перепад Дрр, определяемый формулой

ДРр — ДРтах — ®^и(Рр — Ри)^ / ndc •
Рис. 66. Схема расположения разделительных
сосудов с гибкими мембранами

Узел А

Знак плюс в правой
части этой формулы при
рр > ри, а знак минус —
при Рр < ри-

При измерении расхо-
да вязких жидкостей раз-
делительные сосуды обо-
гревают, а при измерении
расхода сжиженного
газа — термоизолируют.

Диаметр сосудов dc
надо выбирать тем боль-
ше, чем больше V„ и чем
меньше Артах- При до-
статочно большом dc по-
грешностью б? можно
пренебречь.

Разделительные сосу-
ды с гибкими перегородками. Такие сосуды применяют, когда
подбор разделительной жидкости с необходимыми химическими
и физическими свойствами затруднен и когда измеряемое веще-
ство образует осадок или содержит механические примеси (к та-

ким веществам относятся различные пульпы и гидросмеси).

На рис. 66 показано применение в качестве разделителей гиб-
ких мембран 2 из резины или полиэтилена, укрепленных в верти-
кальной плоскости между фланцами сосудов 3 сегментообразной
или шаровой формы. Измеряемая жидкость 1 передает свое давле-
ние 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 применяли, в частности, при
измерении расхода гидроторфа с помощью труб Вентури [6].

На рис. 67 показана схема, нашедшая применение [8] для из-
мерения расхода пульп на алюминиевых заводах. На рис. 67 обо-
значено: 1 — труба Вентури; 2 — вставка из твердого сплава; 3 —
разделительные сосуды; 4 — вялые перегородки в виде цилинд-
рических мешков из тонкой резины. Во избежание засорения и
закупорки отверстия для отбора давлений Pi и р2 у трубы Венту-
ри направлены кверху. В случае необходимости к разделитель-
ным сосудам может быть подведена вода.

Известны случаи конструктивного объединения разделительных
мембран с сужающим устройством. Так, для измерения расхода жид-
кости, откачиваемой из водопонижающих скважин и содержащей
песок и пузырьки газа, разработана [4] диафрагма с камерами боль-
ших размеров, каждая из которых разделена на две половины вер-
тикальными кольцевыми перегородками из мембранного полотна,
передающими давление разделительной незамерзающей жидкости.
Рис. 67. Труба Вентури с защитными резиновыми раздели-
тельными элементами

Непрерывная продувка или промывка соединительных тру-
бок. Данный способ защиты заключается [14] в непрерывной по-
даче в соединительные трубки воздуха (при продувке) или воды
(при промывке) от постороннего источника, давление которого выше,
чем давление в трубках.

На рис. 68 изображена схема устройства для защиты дифмано-
метра посредством непрерывной продувки трубок воздухом. По
линии 1 воздух от небольшого компрессора или от сети сжатого
воздуха проходит через регулировочные игольчатые вентили 2 и
указатели расхода воздуха 7, заполняет трубки 3 и 4, а затем
выходит в производственный трубопровод 6 в точках отбора дав-
лений pi и р2 (точки а). Дифманометр следует устанавливать 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 дифманометром,
равнялась разности давлений pi - Р2, надо иметь одинаковое паде-
ние давлений в обеих трубках на участках б—а, а для этого требу-
ется равенство скоростей воздуха в них, что достигается с помо-
щью регулировочных вентилей 2 и указателей расхода 3. Чтобы
нарушение равенства скоростей продувки при изменении расхода
измеряемого вещества и изменении ру - Р2 было пренебрежимо ма-
лым, 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 pi ~Pz, но при
этом увеличивается запаздывание показаний дифманометра с умень-
шением расхода измеряемого вещества. Для снижения запаздыва-
ния желательно иметь небольшие диаметры и длины как соедини-
тельных, так и воздушных трубок, но не нужно уменьшать проход-
ные сечения на участках б—а. При измерении установившихся и
маломеняющихся расходов расход воздуха на продувку каждой труб-
Рис. 68. Защита дифманометра с помощью
непрерывной продувки

Рис. 69. Схема защиты с од-
ним потоком продуваемого
воздуха

ки можно иметь в пределах 5-10 л/ч, но при работе прибора в систе-
ме автоматического регулирования и при сильно изменяющихся
расходах эти цифры могут быть существенно увеличены.

Имеется схема (рис. 69) не с двумя, а с одним потоком защит-
ного воздуха [2], который, пройдя через регулировочный вентиль 6
и трубку 5, барбатирует через столб измеряемой жидкости в широ-
кой трубке 4, соединенной с отверстием для отбора давления pi
у диафрагмы 3, и далее через трубку 2 уходит в производственный
трубопровод в точке отбора давления р%. Дифманометр 1 присо-
единен к трубке 5 и к верхней части трубок 2 и 4. Отверстия для
выхода воздуха в трубках 5 и 2 ррляаот: одного диаметра. При этой
схеме запаздывание показаний может быть уменьшено и воздух
не нарушает движения потока жидкости перед диафрагмой.

Непрерывную продувку применяют при небольших давлениях
измеряемого вещества и при возможности ввода в него воздуха.

При непрерывной промывке водой диаметры соединительных
трубок и трубок для подачи воды надо брать больше, чем при
продувке воздухом. Это практически не сказывается на запаздыва-
нии показаний, а сопротивление трубок уменьшается. В верхних
точках системы надо иметь воздухосборник.

6.5. УСТРОЙСТВА, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ ИЗМЕРЕНИИ РАСХОДА
ПУЛЬПЫ, А ТАКЖЕ ЗАГРЯЗНЕННЫХ

И КРИСТАЛЛИЗУЮЩИХСЯ ЖИДКОСТЕЙ

Для измерения расхода пульпы и загрязненных жидкостей
помимо защитных гибких перегородок и непрерывной промывки
трубок, рассмотренных ранее, широко применяют отстойные со-
суды или камеры с периодической
промывкой их, а иногда еще и каме-
ры-фильтры. Подобная схема показа-
на на рис. 70. Всю систему заполня-
ют чистой водой при закрытых 1 и
открытых 2 вентилях. При измере-
нии расхода загрязненной жидкости
осадки из трубок 6 поступают в от-
стойные сосуды 7, где и осаждаются.
Периодически эти сосуды промыва-
ют чистой водой, поступающей при от-
крытых вентилях 2 через трубки 5.
При этом вентили 1 должны быть
закрыты, а спускные вентили 8 откры-
ты. Чиста вода при высоком давле-
нии в водопроводе может промывать
и вентили 1. Воздухосборники 3 по-
мещены вверху трубок 4. Диаметр

Рис. 70. Схема защиты диф-
манометра с помощью отстой-
ных камер

отстойных сосудов 50-75 мм, высота 250-300 мм. Их надо поме-

щать как можно ближе к сужающему устройству. Эффективность

отстойных сосудов можно усилить, снабдив их сетчатыми фильт-
рами [012].

При измерении расхода жидкостей, которые вязки и застыва-
ют при комнатной температуре, преобразователи перепада давле-
ния помещают непосредственно на трубе рядом с сужающим ус-
тройством [Ю].

Если жидкость содержит вещества (кристаллизующиеся или

выделяющие смолы), которые оседают на стенках, то полезно при-
менять большие отстойные сосуды с боковым патрубком, присо-
единяемым непосредственно к местам отбора давлений [5].

Для прочистки отверстий для отбора давлений р^ и Р2 рекомен-
дуется [12] установка игольчатых зондов, иглы которых сделаны
из твердого и антикоррозийного материала, а длина штока доста-
точна для полного вывода иглы из отверстий для отбора. Утечка
через сальник недопустима. Конструкции зондов для чистки от-
верстий приведены в работах [1, 7].

В качестве сужающих устройств при измерении расхода загряз-
ненных жидкостей и пульпы следует применять трубы Вентури
или сопла Вентури.

6.6. УСТРОЙСТВА, ПРИМЕНЯЕМЫЕ

ПРИ ИЗМЕРЕНИИ РАСХОДА ЧИСТОГО ГАЗА

В этом случае дифманометр рекомендуется устанавливать выше
сужающего устройства, а давления р^ и р% отбирать в верхней
части сужающего устройства. Это предотвратит попадание кон-
Рис. 71. Схема расположения отстой-
ных сосудов и соединительных тру-
бок при измерении расхода газа: а —
отстойный сосуд закрытого типа; б —
отстойный сосуд открытого типа

денсата из газопровода в соеди-
нительные трубки, а конденсат,
который может выделиться из
газа в трубках будет стекать в
газопровод. Если дифманометр
приходится установить ниже су-
жающего устройства, то еще
ниже надо разместить сборни-
ки конденсата (рис. 71, а), име-
ющие диаметр 50-75 мм и вы-
соту 200-250 мм. При неболь-
шом давлении газа, например
1000-1500 Па, эти сборники

могут иметь наверху отверстие
для вытекания конденсата по
мере его накопления (рис. 71,6).
При большой длине соедини-
тельных трубок трудно достиг-
нуть непрерывности их укло-
нижние

на. Тогда можно иметь несколько отдельных уклонов,
точки которых необходимо соединить со своими сборниками кон-

денсата.

6.7. УСТРОЙСТВА, ПРИМЕНЯЕМЫЕ

ПРИ ИЗМЕРЕНИИ РАСХОДА ЗАГРЯЗНЕННОГО ГАЗА

В отношении размещения дифманометра и установки сборни-
ков 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 продув-
ка соединительных трубок воздухом или чистым газом, рассмот-
ренная ранее. Она особенно целесообразна при защите от газа,
выделяющего смолы при охлаждении. Другой способ — установ-
ка рядом с местами отбора давлений больших отстойных камер
(диаметром 100-150 мм и высотой 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].

Отверстия для отбора давлений р± и р2 можно прочищать с
помощью игольчатых зондов.
6.8. УСТРОЙСТВА, ПРИМЕНЯЕМЫЕ

ПРИ ИЗМЕРЕНИИ РАСХОДА АГРЕССИВНОГО ГАЗА

Способы защиты от агрессивного газа те же, что и от агрессив-
ной жидкости, т. е. применение разделительных сосудов с разде-
лительной жидкостью, гибких перегородок и непрерывная про-

дувка. Но площадь раздели-
тельных сосудов надо брать
больше при прочих равных
условиях, так как разность
плотностей разделительной
жидкости и измеряемой сре-
ды в этом случае в четыре-
пять раз выше. При установ-
ке дифманометра ниже сужа-
ющего устройства справедли-
ва схема, изображенная на
рис. 65, а, с той лишь разни-
цей, что давления и р2 надо
отбирать вверху в пределах
45° от направления верти-
кального диаметра. Возмож-

Рис. 72. Схема расположения разделитель-
ных сосудов и соединительных трубок при
измерении расхода газа и расположения
дифманометра выше сужающего устрой-
ства

ные схемы расположения раз-
делительных сосудов и соеди-
нительных трубок при уста-
новке дифманометра выше
сужающего устройства приве-

дены на рис. 72. Если разде-

лительные сосуды 2 установлены около сужающего устройства
(рис. 72, а), то на самом верху надо поместить газосборники 3.

Необходимость в последних отпадает, если разделительные сосу-
ды 2 (рис. 72, б) установлены над дифманометром. Но в после-
дней схеме длинные трубки между сужающим устройством 1 и
разделительными сосудами 2 будут заполнены агрессивным га-

зом.
Глава 7

ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНЫЕ МАНОМЕТРЫ,
ЖИДКОСТНЫЕ И
ПОПЛАВКОВЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

7.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ДИФМАНОМЕТРОВ

Дифференциальные манометры (или сокращенно дифманомет-
ры) измеряют перепад давления, создаваемый сужающим устрой-
ством или другим преобразователем расхода. Они различаются
по принципу действия, пределам измерений и характеру отсчет-
ного устройства (показывающие, самопишущие, интегрирующие
и т. п.). Кроме того, многие дифманометры оборудуются электриче-
скими или пневматическими преобразователями перемещения
чувствительного элемента прибора в сигнал, поступающий на вто-
ричный измерительный прибор. При этом дифманометр может
иметь или не иметь отсчетное устройство (т. е. быть бесшкаль-
ным). В последнем случае они представляют собой двухступенча-
тые 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 жидкостны-
ми или деформационными.

Существуют следующие разновидности жидкостных дифмано-
метров: с неподвижными коленами, с одним подвижным коле-
ном, с двумя подвижными коленами и колокольные.

У всех дифманометров жидкостной системы измеряемый пе-
репад давления (pi - р2) уравновешивается разностью давлений,
создаваемых столбом манометрической жидкости высотой h в
минусовом 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 перепадар1 -р%, который у других дифма-
нометров измеряется по высоте перемещения колокола или под-
вижного колена либо по углу поворота кольца прибора.

Дифманометры с неподвижными коленами подразделяют на
приборы с видимым уровнем, с электрическим съемом положе-
ния уровня и на поплавковые дифманометры.

Деформационные дифманометры подразделяют на мембран-
ные и сильфонные. В них перепад давления уравновешивается
силами упругости мембраны или сильфона либо дополнительной
(обычно винтовой) пружины (одной или несколькими) и измеря-
ется по перемещению чувствительного элемента.
Все перечисленные разновидности жидкостных и деформаци-
онных дифманометров могут быть компенсационными.

Жидкостные дифманометры обладают высокой точностью и на-
дежностью 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 малоинерционны, 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 сдер-
живали распространение деформационных дифманометров. Те-
перь 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 и в облас-
ти малых перепадов давления они могут конкурировать с коло-
кольными и кольцевыми дифманометрами жидкостной системы.
Кроме того, жидкостные приборы широко применяют в качестве
образцовых и контрольных.

7.2. ХАРАКТЕРИСТИКА ЖИДКОСТНЫХ ДИФМАНОМЕТРОВ
С ВИДИМЫМ УРОВНЕМ

Эти дифманометры состоят из двух трубок или сосудов, сообща-
ющихся между собой и заполненных манометрической жидкостью
до нулевой отметки шкалы. Высоту столба манометрической жид-
кости, а также высоту подъема одного из сосудов в приборах ком-
пенсационного типа измеряют визуально. В некоторых случаях
(в многотрубных дифманометрах) осуществляют последователь-
ное соединение нескольких трубок. В основном применяют диф-
манометры с одной манометрической жидкостью, подразделяю-
щиеся 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 принци-
пе U-образной трубки, в том числе двухтрубные, многотрубные, одно-
трубные 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 ограничен, но они при-
меняются очень редко. Приборы с наклонной трубкой служат
для измерения малых перепадов давления. Для П-образных диф-
манометров не требуется манометрическая жидкость. Ею служит
сама измеряемая среда — обычно вода. Их предел измерения
6000-8000 Па (600-800 мм вод. ст.).
Таблица 27

Свойства манометрических жидкостей при t = 20 °C

Жидкость Плотность, г/см3 Поверхност- ное натяжение о 103, Н/м Капиллярная постоянная х10-4, см2 Температур-' ный коэффициент объемного расширения рю3
Этиловый спирт 100%-ный 0,789 22,27 0,0575 0,86
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
Четыреххлористый углерод 1,594 26,66 0,034 1,31
Бромоформ 2,88 41,53 0,0297 —
Ацетилентетрабромид 2,96 42,67 — —
Ртуть 13,546 491 0,074 0,181

Достоинства рассматриваемых приборов — простота устройства
и высокая точность. Погрешность измерения обычно не превосхо-
дит ±0,5-1 %, а в случае применения оптического отсчета положе-
ния уровня она может быть снижена еще в 10 раз. Наименьшая
абсолютная погрешность ±0,2 Па (±0,02 мм вод. ст.) достигается
у компенсационных микродифманометров, обычно неправильно
называемых микроманометрами. К недостаткам жидкостных диф-
манометров с видимым уровнем относятся: только визуальный
характер показаний приборов, хрупкость стеклянных частей и ма-
лая наглядность шкалы, затрудняющая отсчет показаний.

Данные приборы применяют в качестве образцовых (например,
прибор Петрова) при поверке и градуировке, а также в качестве
контрольных при промышленных испытаниях и различных иссле-
довательских работах. Они переносные и не приспособлены для
щитового монтажа.

Свойства манометрических жидкостей (плотность, поверхност-
ное натяжение, коэффициент объемного расширения) значительно
влияют на характеристики рассматриваемых приборов. В одно- и
двухтрубных дифманометрах применяют преимущественно ртуть
и воду, а в приборах с наклонной трубкой — спирт. Свойства
некоторых манометрических жидкостей приведены в табл. 27.

Плотностью манометрической жидкости определяется верхний
предел измерения, коэффициентом объемного расширения Р — тем-
пературная погрешность, а поверхностным натяжением и капил-
лярной постоянной — погрешность от влияния капиллярных сил.
Вода и ртуть имеют небольшие коэффициенты Р, но у них повы-
шенные значения поверхностного натяжения и капиллярной по-
стоянной. Вводить поправку на температурное расширение легко,
зная коэффициент Р и температуру жидкости. Сложнее вводить
поправку на капиллярный подъем (вогнутый мениск) или опуска-
ние (выпуклый мениск) жидкости, потому что она зависит не толь-
ко от диаметра, но и от чистоты внутренней поверхности трубок.
Подробнее о жидкостных дифманометрах см. в работе [3].

7.3. ДВУХТРУБНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

Простейший представитель жидкостных дифманометров с ви-
димым уровнем — это стеклянная U-образная трубка, заполнен-

ная до середины манометрической жидкостью и снабженная шка-
лой. 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 ук-
репить их в металлических блоках. По-
добный дифманометр получил название
двухтрубного. Конструкция его показа-
на на рис. 73. На доске 2 укреплены
стальной блока 1 с внутренним каналом,
шкала 3 (длиной 700-800 мм) и верхний
блок 12. С помощью накидных гаек и
резиновых уплотнений две толстостен-
ные стеклянные трубки 4 закрепляются
внизу в блоке 1 и вверху в ртутеулавли-
вающих камерах 5, в которых находятся
короткие металлические трубки 14, яв-
ляющиеся продолжением трубок 4. При
чрезмерном возрастании перепада дав-
ления ртуть выбрасывается в камеру 5,
вытекает из отверстий 7, имеющихся у
трубок 14, и через отверстия 6 вновь по-
ступает в трубки 4. Вентили 8 и 13 слу-
жат для присоединения импульсных тру-
бок, а вентили 9 и 11 для продувки. Ма-
нометр 10 измеряет давление р±. Запол-
нение ртутью и слив ее производится
через ниппель 16, запираемый конусным
клапаном 15.

Уравнение измерения дифманометра
имеет вид

&Р=Р1~ Р2 = hS (Pi ~ Рг)>
где h — разность уровней манометричес-
кой жидкости в трубках; Pi и р2 — плот-
ности манометрической жидкости и ве-
щества, находящегося над ней.

Рис. 73. Двухтрубный диф-
манометр

Из уравнения следует, что
h = Ap/g (Pi - р2).
Средняя квадратическая погрешность оДр (%) определяется
уравнением

аДр = 50[(ДЛ/Л2) + (аР1 + Арг)/(Р1-Р2)2

2l°’5
+ (As7£)

где Дй, Др1, Др2» Ag — максимальные погрешности определения Л,
Р1» Рг. Я-

Погрешность ДЛ — основная составляющая погрешности оДр,
зависящая главным образом от неточности отсчета и, кроме того,
от неточности градуировки шкалы, влияния поверхностного натя-
жения, невертикальности прибора и температурного изменения дли-
ны 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 равные или близкие
диаметры, то погрешностью от поверхностного натяжения можно
пренебречь. Остальные погрешности также пренебрежимо малы
и в сумме составят не более чем ±(0,1-Н),2) мм.

Плотности ртути и воды известны с высокой степенью точнос-
ти. В связи с этим погрешностями Лр^ и Др2 можно пренебречь.
Для других жидкостей эти погрешности будут зависеть от точнос-
ти табличных данных или от точности непосредственного опреде-
ления плотности. Обычно эти погрешности в сумме не превосхо-
дят 0,1 %. Погрешность &g также пренебрежимо мала. Таким
образом, при достаточно больших высотах h погрешность измере-
ния оДр будет незначительной, т. е. порядка ±(0,1-Ю,3) %.

Температурная погрешность (%) и температурный коэффици-
ент at (%) дифманометра определяются [012] формулами:

S^lOOtfi-aHf-fr);

at = 100 (pi - a),

где t и tr — температуры дифманометра и градуирования соответ-
ственно; Pi — коэффициент объемного расширения манометри-
ческой жидкости; а — коэффициент линейного расширения шка-
лы 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 вы-
сокое давление 20-25 МПа, для предупреждения чрезмерного про-
дольного изгиба уменьшают свободную длину трубок посредством
создания опоры в одной или двух точках.

7.4. ОДНОТРУБНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

При отсчете двух уровней в двухтрубном дифманометре удваи-
вается погрешность от неточности отсчета и удлиняется процесс
измерения. Последнее обстоятельство существенно при измерении
быстро меняющихся расходов. Этих недостат-
ков нет у однотрубного дифманометра, в кото-
ром плюсовая трубка заменена сосудом боль-
шого диаметра и отсчет производится только
по уровню в одной трубке (рис. 74).

Исходя из очевидного равенства Fh\ = Hfi,
где F тл f — площади поперечного сечения со-
суда и трубки, получим основное уравнение од-
нотрубного дифманометра

Н = Др/£ (Р1 - р2) (1 + d2/Z>2), (82)

где d и D — диаметры трубки и сосуда соот-
ветственно.

Средняя квадратическая погрешность одр
определяется уравнением

стДр = 50{(ДЯ / Н)2 + (др? + Др?) /(Pi - р2 )2 +

9 9 о 1 °-5

[д/ / (f + F)f + [fAF / F(f + F)f + (Д£ / g)21 ,

Рис. 74. Схема одно-
трубного дифмано-
метра:

О—0 — нулевой уровень
манометрической жид-
кости; D и d — диамет-
ры широкого сосуда и
трубки соответственно

где ДН, Др1, Дрг, Д/, AF, Д£ — максимальные погрешности#, р1т р2,
f,F,g.

Влияние Д/ и AF на оД;, ничтожно мало, если учесть, что f/F <
<0,01. Влияние ДР1, ДР2, так же, как и в двухтрубном дифма-
нометре, весьма невелико. Решающим будет влияние ДН. Хотя
составляющая ДН, 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 8f и температурный коэффициент at
однотрубного дифманометра определяют по тем же формулам,
что и для двухтрубного прибора.

7.5. ОДНОТРУБНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ С НАКЛОННОЙ ТРУБКОЙ

Эти дифманометры применяют для измерения малых перепадов
давления, не превышающих 1000 Па (100 мм вод. ст.), когда диф-
манометры с вертикальными трубками не могут обеспечить высо-
кую 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 = .Hsin а.

Здесь Н определяют по уравнению (82). 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 из-
меняется в пределах от 1/400 до 1/700. Рассматриваемые дифма-
нометры 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 ко-
торого нижняя часть трубки наклонная, а верхняя — вертикаль-
ная. 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.

7.6. П-ОБРАЗНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

П-образными называют жидкостные дифманометры с видимым
уровнем, имеющие форму П-образной трубки. Они разделяются на
двухтрубные и однотрубные (рис. 75). При частично открытом
вентиле 3 измеряемая жидкость устанавливается на нулевой от-
метке шкалы. Выше нулевого уровня остается воздух. При воз-
никновении перепада давления Др жидкость в колене, соединен-
ном с давлением plt поднимается, а в другом колене опускается,
образуя столб высотой й, давление которого уравновешивает изме-
ряемый перепад Др. Давления р^ и р2 в двухтрубном приборе
(рис. 75,а) подводят через вентили 1 и 5 в камеры 2 и 4, каждая
из которых имеет объем VK, определяемый уравнением

— (Ртах 2po)/4pQ,

Рис. 75. Схемы П-образного дифма-
нометра: а — двухтрубного; б — од-
нотрубного

где VT — общий объем т*рубок
дифманометра; ртах — максималь-
ное значение давления pi; ро —
атмосферное давление.

Уравнение равновесия в этом
случае то же, что и для U-образ-
ного или двухтрубного дифмано-
метра, в котором Pi и р2 — плот-
ности измеряемой жидкости и воз-
духа соответственно. В двухтруб-
ном П-образном дифманометре
надо производить отсчет высоты
столба й по двум уровням. Дру-
гой его недостаток — значитель-
ные колебания нулевых уровней
при изменении давления измеря-
емой жидкости. Для исключения этого недостатка предложено за-
полнять верхнюю часть дифманометра вместо воздуха какой-либо
жидкостью, более легкой, чем измеряемая. Лучшее решение —
применение однотрубного П-образного дифманометра вместо
двухтрубного. У него (рис. 75, б) левое колено заменено широким
сосудом 2, через который проходит нулевой уровень. Подъем жид-
кости до этого уровня производится с помощью правильно выбран-
ных объемов камер 1 и 4 и вентиля 3. Уравнения равновесия одно-
трубных дифманометров П-образного и U-образного типов совпада-
ют. Также совпадают и формулы для определения погрешностей.

Основное применение П-образных дифманометров — измерение
расхода воды и реже других жидкостей. Их чувствительность зна-
чительно выше, чем у U-образных дифманометров, если в качестве
манометрической жидкости в последних применяется ртуть. Для
дальнейшего увеличения чувствительности верхнюю часть П-об-
разного дифманометра заполняют [1] не воздухом, а жидкостью
более легкой (например, керосином), чем измеряемая (обычно вода).

7.7. ДВУХЖИДКОСТНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

Данные дифманометры состоят из U-образной трубки, имею-
щей на верхних концах широкие сосуды, в которые подаются
давления Pi и р2. Более тяжелая жидкость заполняет один из
сосудов и U-образную трубку до нулевой отметки в ее измери-
тельном колене. Выше этой отметки находится более легкая
жидкость, заполняющая второй сосуд. Если давление подается в
этот сосуд, то нулевая отметка располагается вверху измеритель-
ного колена, в противном случае — внизу. Уравнение измерения
двухжидкостного дифманометра имеет вид

Pi - р2 = MPiG + f / *i) - P2U + f I *2)].

где Pi и p2 — плотности тяжелой и легкой манометрической жид-
кости соответственно; f — площадь трубки; F1 и F2 — площади
верхних сосудов.

Если Ex = F2 » f, то это уравнение приобретает вид

Р1 -₽2 = Л^(Р1 * Рг)-

Следовательно, чувствительность прибора возрастает с умень-
шением разности (Рх ~ Рг)- Стремятся эту разность делать неболь-
шой, но для предупреждения смещения жидкостей и сохранения
четкого мениска надо, чтобы (pi - р2) > (0,01^-0,05) г/см3.

Температурная погрешность у двухжидкостного дифманометра
вследствие малой величины (Pi - 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 анили-

13 П. П. Кремлевский
на или этилового спирта, бензолового спирта и воды при приме-
нении керосина в качестве легкой жидкости [012].

Для повышения чувствительности в работе [4] предложены
дифманометры с двумя линиями раздела. Тяжелая жидкость за-
лита до середины 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 высокой
чувствительностью. Все двухжидкостные приборы служат лишь
для измерения перепада давления газа.

7.8. ЖИДКОСТНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
С ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ СЪЕМОМ СИГНАЛА

В этих приборах манометрическая жидкость (ртуть), уравно-
вешивающая измеряемый перепад давления, одновременно служит
элементом преобразователя кондуктивного или индуктивного типа,
создающего сигнал, который соответствует высоте столба ртути.

Схемы преобразователей кондуктивного типа показаны на
рис. 76. Первый из них (рис. 76, а) — преобразователь проволоч-
ного типа. В его минусовом колене 1 укреплена (припаяна к
стеклу) проволочка 2. Напряжение от источника питания пода-
ется к верхнему концу ее и к ртути, залитой в дифманометр.
Сопротивление проволочки, включенной в мостовую схему, меня-
ется по мере увеличения измеряемого перепада давления и подъе-
ма ртути в колене 1. При эксплуатации прибора надо предотвра-
щать окисление проволоки и ртути, растворение материала про-
волоки в ртути и прилипание последней к проволоке и стенкам
трубки. Проволока из платины или платиново-иридиевая [6] ус-
тойчива к коррозии, но после нескольких месяцев работы ее по-
верхность амальгамируется из-за высокой растворимости плати-
ны в ртути. В результате сопротивление проволоки меняется.
В связи с этим предпочтительнее [10] применять проволоку из
вольфрама или молибдена. Для предотвращения окисления рту-
ти полезно изолировать ее от соприкосновения с измеряемым
веществом (влажным воздухом, водой и т. п.) слоем нейтраль-
ной жидкости. Во избежание прилипания и зависания ртути про-
волоку надо располагать по оси трубки, имеющей не слишком
малый диаметр. Диаметр же проволоки берут около 0,05 мм,
с тем чтобы иметь достаточное значение ее омического сопротив-
ления. Подобные дифманометры (рис. 76, а) применяют главным
образом при исследовательских и лабораторных работах.

На рис. 76, б изображена схема дифманометра с реостатным
преобразователем секционированного типа. В колене этого при-
бора 1 на разной высоте расположены концы проволоки, припа-
янные к различным точкам сопро-
тивления 2, которое выполнено в виде
секционированного реостата. Послед-
ний располагают либо снаружи, либо
внутри колена 1, но только выше мак-
симального уровня ртути. К ртути и
к верхнему концу сопротивления 2 по-
дается напряжение. По мере увели-
чения перепада давления ртуть, под-
нимаясь в колене 1, последовательно
шунтирует секции реостата, т. е. осу-

Рис. 76. Схемы дифманометров
с электрическим съемом поло-

жения уровня: а — с проволоч-
ным преобразователем; б —
с реостатным секционирован-
ным преобразователем

ществляется не непрерывная, а сту-
пенчатая работа преобразователя.
В этом недостаток данной схемы.
Кроме того, реостатный преобразова-

тель конструктивно сложнее проволочного, но зато более наде-

жен и стабилен. Дифманометры с реостатными преобразователя-
ми изготовлялись рядом зарубежных фирм для работы в произ-
водственных условиях на давления до 35 МПа и при предельных
перепадах 5 103 - 7 • 104 Па. Шкалу измерительного прибора
можно получить пропорциональной расходу, подбирая надлежа-
щим образом сопротивления отдельных секций реостата либо
располагая контакты в колене 1 на расстояниях, возрастающих
по квадратическому 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 за-

мыкание их при подъеме ртути.

В другом приборе [91] в стеклянную трубку однотрубного диф-
манометра были впаяны контакты от 38 секций реостата. При-
бор был рассчитан на давление до 6,5 МПа.

Несмотря на некоторые преимущества этих приборов — воз-
можность применения типовых электрических счетчиков в каче-
стве интеграторов и удобство построения схем с автоматической
коррекцией на изменение плотности вещества, они широкого рас-
пространения не получили.

Еще реже применяли 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 подъе-
ме в минусовом колене окружает сердечник, образуя коротко-
замкнутый виток вторичной обмотки. В результате индуктивное
сопротивление катушки (первичной обмотки) уменьшается, и ток
в ней, являющийся выходным сигналом, возрастает. Работа ин-
дуктивного преобразователя не ступенчатая, а непрерывная.
7.9. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПОПЛАВКОВЫХ ДИФМАНОМЕТРОВ

Рис. 77. Схема поплав-
кового дифманометра с
цилиндрическими коле-
нами:

1 — механизм, передающий
движение от поплавка 3 к
стрелке прибора 2; 4 — ми-
нусовый поплавковый сосуд;

5 — плюсовой сосуд

Поплавковыми называются жидкостные дифманометры с не-
подвижными коленами, у которых измеряемый перепад давления
уравновешивается столбом манометрической жидкости, а измеря-
ется перемещением поплавка, находящегося в одном из колен диф-
манометра (рис. 77).

Обозначив через Н ход поплавка, кото-
рый равен перемещению уровня жидкости
в поплавковом сосуде, черед D и d — диа-
метры поплавкового и непоплавкового со-
судов соответственно, получим уравнение
измерения поплавкового дифманометра с
цилиндрическими коленами:

Pl - Р2 = Hg (рх - р2) (1 + D2/d2).

Для перехода на другой предел измере-
ния (при неизменных ходе поплавка Н и
диаметре D) меняют диаметр d. В связи
с этим соответствующее колено или сосуд
обычно называют сменным. Равенство пе-
реместившихся объемов дает уравнение для
определения d

d = Dy/H/(h-H).

Из этого уравнения следует, что чем
больше h, т. е. чем больше предел измере-
ния Артах, тем меньше d. Отечественные
поплавковые дифманометры при ртутном
заполнении имеют семь сменных сосудов
на Ар1пах, равный 6,3, 10, 16, 25, 40, 63 и

100 кПа. Предельные давления имеют значения 6,3, 25 и 40 МПа.
Диаметр D поплавкового сосуда немного больше диаметра поплав-
ка Dn = 78 мм, который должен быть достаточным для получения
необходимой перестановочной силы. Ход поплавка в отечествен-
ных дифманометрах 30-35 мм. Значительно реже встречаются по-
плавковые дифманометры не с ртутным, а с масляным заполнени-
ем для измерения малых Артах от 0,04 до 4 кПа, у которых диаметр
поплавка Dn ~ 160 мм, а предельное давление составляет 0,25 МПа.
В течение многих лет основными выпускаемыми дифманомет-
рами были именно поплавковые, отличающиеся надежностью
в работе и стабильностью показаний.

7.10. ПОГРЕШНОСТЬ ПОПЛАВКОВОГО ДИФМАНОМЕТРА

Выражение для средней квадратической погрешности поплавко-
вого дифманометра с цилиндрическими коленами такое же, как
и у однотрубных жидкостных дифманометров с видимым уровнем.
Основное значение в поплавковых дифманометрах имеет по-
грешность АН. В нее дополнительно входит погрешность ЛНД от
несоответствия положения поплавка и уровня манометрической
жидкости в результате действия сил трения (главным образом
в передаточном механизме). Обозначив через S приведенную к
поплавку силу трения и через /п площадь поплавка, определим
перемещение уровня АНД, необходимое для преодоления силы S,
из формулы

АЯд=5й/Гп(Р1-р2)^

где k — множитель, учитывающий, что при этом жидкость в по-
плавковом сосуде перемещается не по всей площади поплавкового
сосуда F, а лишь по площади зазора (F - fn).

Очевидно, что

* = [l + (F-/n)/f]/(l + F//) = [l-fn/(F + n],
где f — площадь непоплавкового сосуда.

Для уменьшения АПД следует увеличивать площадь поплавка
fn, чтобы зазор между ним и стенками сосуда был минимально
допускаемым конструкцией прибора, а для уменьшения АН/Н же-
лательно увеличивать Нтах. Чем больше произведение Hmaxfn,
тем меньше влияние сил трения, но зато тем больше время запаз-
дывания дифманометра.

Температурная погрешность поплавкового дифманометра опре-
деляется уравнением

5, = 5о + 8Л.

Здесь 50 — погрешность вследствие нулевого смещения поплавка,
причем 5о = H0&t/H, где Но — нулевое смещение поплавка при
At = 1 °C; Н — перемещение поплавка, соответствующее данному Ар.

Для определения Hq имеем [2] уравнение

Но = {С(Р - ЗЛа) - Gn[(F / /п + f / fn) -1] X

х (Р - 2а)рг I (Pi - p2)} / [Pig(F + /)],

где G и Gn — веса манометрической жидкости и поплавка соответ-
ственно; Р и а — коэффициенты объемного расширения ртути и
линейного расширения материала дифманометра; k — коэффици-
ент, равный 1,22 для отечественных поплавковых дифманометров.

Погрешность 8Л вследствие изменения хода поплавка определя-
ется [012] приближенным уравнением

8Й = Pt.

При At = 10 °C и ртутном заполнении 8Й = 0,18 %.

Погрешность 8Й всегда положительна при At > 0. Знак же по-
грешности 80 зависит от знака Hq и от того, в какой из сосудов
подается давление ру. Анализ уравнения для Hq показывает, что
если площадь сменного сосуда f невелика (что характерно для
отечественных дифманометров), то Hq > 0 и нулевое смещение по-
плавка направлено вверх. Если бы давление рг подавалось в не-
поплавковый сосуд, то погрешности 5* и 8о складывались бы. Но в
рассматриваемом случае давление р± подается в поплавковый со-
суд. При этом погрешность бц становится отрицательной и в зна-
чительной мере компенсирует погрешность бй. Полная компенса-
ция достигается в пределах Др = (70-^85) % Дртах-

7.11. ПОПЛАВКОВЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
С ПРОФИЛИРОВАННЫМИ КОЛЕНАМИ

При гидравлическом способе для извлечения квадратного кор-
ня из измеряемого перепада давления Др одно из колен дифмано-
метра профилируют так, чтобы получить пропорциональность между
ходом поплавка и расходом. Для такого прибора (рис. 78) спра-
ведливы уравнения:

х = й^Др = k^(x + y)g(p1 -р2);

Fdx = fydy,

где х и у — подъем и опускание уровня жидкости в минусовом
(поплавковом) и плюсовом сосудах; й — постоянная прибора; —
переменная площадь плюсового сосуда; F — площадь минусово-
го сосуда.

Их решение дает соотношения:

Рис. 78. Схема поплавкового дифмано-
метра с профилированным сосудом

fy =Fa/(2x-a),
где а = ^niaxSlPl ~ Рг)/ ДРщах —
= xmaxMmax' Здесь йтах =
= Хтах *" Утах-

Первое из этих уравнений
служит для определения про-
филя сосуда, второе — опреде-
ляет положение начальной
точки, от которой возможно
гидравлическое извлечение
квадратного корня из Др. Под-
ставляя в это уравнение х =
= а/2, получим fy=°°- Совмест-
ное решение обоих уравнений
дает зависимость у от х в виде
у = х (х - а)/а, из которого сле-
дует, что у = 0 при х = 0 и при
х = а, а экстремум кривой р0 =
= а/4 будет при х0 = а/2. Эта
кривая показана на рис. 78. Следовательно, извлечение квадрат-
ного корня из Др невозможно при х < а/2. На самом деле началь-
ная неравномерная часть шкалы еще больше, так как реально
невозможно иметь fy =«>. Обычно принимают fymax = (1+2)F. Верх-
нюю же часть плюсового сосуда делают цилиндрической с пло-
щадью, равной fymax (или несколько больше). Если fymax = 2F, то
неравномерная начальная часть шкалы равна 3/4а.

В работе [012] показано, что отношение йтах/хтах надо брать
не менее шести—восьми, чтобы не возросла неравномерная часть
шкалы. В связи с этим дифманометры с криволинейным сосу-
дом непригодны для малых йтах, а значит, и для малых Дртах.
Это обстоятельство, а также сложность конструкции — причины
того, что рассматриваемые приборы, изготовлявшиеся ранее зару-
бежными фирмами, не получили заметного распространения.

7.12. ЖИДКОСТНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
С ОДНИМ ПОДВИЖНЫМ КОЛЕНОМ

Существуют жидкостные дифманометры с одним и с двумя
подвижными коленами, последние обычно кольцевой формы.
У первых измеряют перемещение подвижного колена, у вторых —
угол поворота дифманометра.

На рис. 79 показаны схемы дифманометров с одним подвиж-
ным коленом, которое обычно бывает минусовым. Оно подвеше-
но на пружине и имеет гибкое соединение с плюсовым коленом
и трубкой, подводящей к нему давлениеР2- Под влиянием разно-
сти давлений р\ - Р2 часть манометрической жидкости перетекает
из неподвижного плюсового сосуда в минусовый, вызывая его пе-
ремещение, которое измеряется по шкале. Подвижной сосуд мо-
жет быть цилиндрическим (рис. 79, а) или профилированным
(рис. 79, б), обеспечивающим пропорциональность между расхо-

дом и перемещением подвижно-
го сосуда. Уравнение измерения
для первого из них имеет [012]
вид

Pl - Р2 = Н [с(/п + 4) / 44 -
-^(Р1-Рг)]>

где с — коэффициент жесткости
пружины; /п и /н — площади се-
чений подвижного и неподвижно-
го сосудов соответственно.

Из этого уравнения следует, что
перемещение Н сосуда прямо про-
порционально перепаду рх - Р2-
В зависимости от жесткости пру-

Рис. 79. Схемы дифманометров с под-
вижным коленом: а — плюсовым не-
подвижным; б — минусовым подвиж-
ным
жины перемещение Н может быть как меньше, так и больше
разности уровней манометрической жидкости Л. Если с > 2а, то
Н < Л, если с = 2а, то Н = h и если а < с < 2а, то Н > h. Здесь а =
= 8 (Pi — Рг) /п/н/(/п + /л). Во всех случаях необходимо, чтобы было
с > а, так как при с = а ход Н =

Для построения профиля неподвижного сосуда по рис. 79, а
может служить [012] уравнение

/и = nfnt(n ~ i)2 + ty/k2g(Pi - РгГ0,5]»

где n = c/fag (pi — p2); у — координата опускания манометрической
жидкости в неподвижном сосуде; k = Hmax [&max£ (Pi - P2)] °’5-

Наибольшую площадь криволинейного сосуда ограничивают
некоторым значением /н тах, и верхнюю часть этого сосуда делают
цилиндрической. Обозначим ук координату, соответствующую на-
чалу криволинейной части сосуда. Она определяется [012] уравне-
нием

Ук = kzg(p! - р2) [п2/т2 - (п - 1)2]/4,
где т = /нтах//п» а начало неравномерной части шкалы Нк —
уравнением

Hr — -^тах[(и — 1) + п/ т] / 2/гтах.

Относительная начальная неравномерная часть Нк шкалы про-
порциональна отношению Hmax/hm&x.

Для получения небольшой начальной неравномерной части
шкалы надо иметь по возможности малое перемещение подвижно-
го сосуда Нтах.

Дифманометр на рис. 79, а изготовлен немецкой фирмой на
предельные перепады от 0,25 (25 • 103 Па) до 1 кгс/см2 (105 Па).
Полный ход подвижного сосуда около 5 мм, что обеспечивало
очень малое значение отношения Hmax/ftmax и соответственно
малое значение начальной неравномерной части шкалы Нк/Нтах.

7.13. КОЛЬЦЕВЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

Общая характеристика. Две схемы рассматриваемых прибо-
ров приведены на рис. 80. В большинстве случаев применяют
кольцевые дифманометры (рис. 80, а), состоящие из полого коль-
ца 1 с перегородкой 2 в верхней части, с разных сторон которой
с помощью гибких трубок подаются давления р\ и р2. Кольцо
заполнено наполовину манометрической жидкостью 5 и снабже-
но поперечиной 3. При pj > р2 кольцо поворачивается вокруг
призменной опоры 4, установленной так, что ось вращения обыч-
но совпадает с геометрическим центром кольца. Угол поворота (р
зависит от веса груза 6, создающего противодействующий момент.
На рис. 80, б показан поворотный дифманометр, состоящий из
двух сосудов 1 и 4, соединенных трубкой 6 и укрепленных на
Рис. 80. Поворотные дифманометры: а — кольцевой
формы; б — некольцевой формы

поперечине 2. Он имеет груз 5, создающий противодействующий
момент, и поворачивается вокруг призменной опоры 3 на угол <р,
когда ру > р2.

В кольцевом дифманометре (рис. 80, а) разность давлений р^ -
- р2, действующая на перегородку площадью f, создает [2] вращаю-
щий момент Мв в соответствии с уравнением

Мв = (Pi - p2)fR,

где R — средний радиус кольца.

Под действием момента Мв кольцо поворачивается по часовой
стрелке на угол <р до тех пор, пока вес G груза, находящегося на
расстоянии а от оси вращения, не образует противодействующий
момент Мп, равный моменту Мв. Очевидно, Мп = Ga sin <р.

Из равенства моментов Мв и Мп следует, что

Pl ~ Р2= k sin Ф»

где k = Ga/fR.

В это уравнение не входит плотность манометрической жидко-
сти. Следовательно, угол поворота (р не зависит от плотности жид-
кости, а значит, и от ее температуры. Другие существенные досто-
инства 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 внимание при эксплу-
атации и давления р^ 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 pj и р2 от импульсных трубок к дифманометру служат
резиновые трубки. Манометрическая жидкость — масло или вода.
Ранее изготовляли кольцевые дифманометры (на среднее до ЗМПа,
а позднее на высокое до 70 МПа давления) с тонкостенными
спиральными металлическими трубками для подвода давлений

и р2 и с ртутью в качестве манометрической жидкости. Для
них в уравнении измерения должен учитываться момент Мт, со-
здаваемый спиральными трубками при их закручивании, и мо-
мент Mk, образуемый дополнительными компенсирующими гру-
зиками [013].

Средняя квадратическая погрешность кольцевого дифманомет-
ра определяется уравнением

оДр = 50^(Л<р / tg ф)2 + (AG / G)2 + (Аа / а)2 +
+ (А///)2+(АЯ/7?)2]0,5,

где Аф, AG, Аа, Af, AR — максимальные погрешности величин ф, G,
a, f, R соответственно.

Погрешность Аф зависит от неточности отсчета и сил трения

в призменной опоре. На основании опыта определено значение
момента трения, составляющее 2,5 • 10-3 Н м при вращающем

моменте (при Артах), равном 1,75 Н • м. Следовательно, приведен-
ная погрешность Аф от сил трения составляет ±(0,1+0,2) %. По-
грешность отсчета может достигать ±0,5 %. Погрешности же AG,

Аа, Af, AR 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
листового металла и имеет наружный диаметр 250-300 мм.

Опорный узел состоит из двух треугольных призм из высокоуг-
леродистой стали, укрепленных на поперечине или траверсе, кото-
рая соединена с кольцом. Призмы опираются на одну или две
призматические подушки с внутренним углом 140°, установлен-
ные на кронштейне. Осевое перемещение кольца ограничивается
упорами в пределах 1 мм.

В кольцевых дифманометрах всегда имеются устройства для
извлечения квадратного корня из перепада давления. Они могут
быть различны [011], но в основном для этой цели применяют
параболические лекала, управляющие рычажным механизмом, ко-
торый передает вращение кольца стрелке или перу прибора.

В дифманометрах низкого давления присоединительные резино-
вые трубки имеют длину около 200 мм, внутренний диаметр 3-5 мм
и толщину стенок около 1 мм. Они должны располагаться парал-
лельно друг другу и не быть закрученными. Периодически их

надо менять из-за высыхания и потери эластичности.

В течение длительного времени кольцевые дифманометры низ-
кого давления изготовляли серийно.
Глава 8

КОЛОКОЛЬНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

8.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА

Колокольный дифманометр состоит из одного колокола (реже
двух, подвешенных на коромысле), частично погруженного в жид-
кость и перемещающегося под влиянием измеряемой разности дав-
лений. Давление Pi подается обычно внутрь колокола, а давление
Р2 — снаружи, но встречается и обратная подача давлений. При
двух колоколах давление Pi подается под один колокол, а давле-
ние Р2 — под другой.

В зависимости от характера противодействующей силы коло-
кольные дифманометры могут быть с гидравлическим, пружинным
или с грузовым уравновешиванием.

Дифманометр с гидравлическим уравновешиванием показан на
рис. 81, а. В нем уравновешивание измеряемого перепада давле-
ния достигается за счет уменьшения гидростатического давления
жидкости на колокол при его подъеме. Для этого дифманометр
должен иметь толстое стенки, а иногда и плунжер посередине,
чтобы обеспечить большую площадь поперечного сечения час-
тей, погружаемых в жидкость. На рис. 81, а и б изображены диф-
манометры с цилиндрическими стенками с плунжером и без него.
Для уменьшения количества заливаемой жидкости (ртути) иног-
да (рис. 81, в) в дне сосуда внутри колокола размещают вставку.
На рис. 81, г показан двухжидкостной колокол, у которого тонкие
стенки погружены в легкую жидкость (воду или масло), а цилинд-
рический плунжер — в тяжелую (ртуть). Для получения хода ко-
локола, пропорционального расходу, профилируют необходимым
образом стенки колокола (рис. 81, д') или его плунжер (рис. 81, е).

В дифманометрах с пружинным уравновешиванием противо-
действующая сила создается за счет деформации пружины, которая
приложена или к центру колокола (как показано на рис. 81, 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. 81, з) или два колокола (рис. 81, и).
У дифманометров с пружинным и грузовым уравновешивани-
ем стенки колоколов тонкие и изменением гидростатического
давления 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
Рис. 81. Схемы колокольных дифманометров

главным образом для измерения небольших перепадов давления
(обычно в пределах 100-1000 Па), в частности для измерения расхо-
да газа при незначительном избыточном давлении (0,06-0,25 МПа).
Они весьма удобны также для измерения и регулирования давле-
ния в мартеновских, стеклоплавильных и других печах.

Рабочая жидкость в колокольном дифманометре не должна по-
глощать влагу из газа или иметь склонность к испарению. Целесо-
образно применение различных масел (особенно парафинистых).

8.2. КОЛОКОЛЬНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
С ГИДРАВЛИЧЕСКИМ УРАВНОВЕШИВАНИЕМ

Выведем уравнение измерения для наиболее общего случая двух-
жидкостного дифманометра, у которого как стенки, так и плунжер
имеют переменное сечение по высоте. На рис. 82 линии а—а, b—Ъ
и с—с показывают положение уровней жидкости внутри колокола,
снаружи его и внутри малого
сосуда при перепаде давления
(Р1~р2), а линии —ay, bi—
bi и ci—ci — те же уровни
после увеличения перепада на
d (Р1~ р2)- Введем обозначе-
ния: Рн и F — площадь коло-
кола (наружная и внутренняя
соответственно); Fx и fx —
внутренняя площадь колоко-
ла и его стенок в сечении а—а
соответственно; fo — площадь
поперечного сечения стенок
колокола в верхней цилиндри-
ческой части; fox — площадь
плунжера в сечении с—с; Ф —
площадь большого сосуда;
s и /2 — наружная и внутрен-
няя площади малого сосуда;
рл, Рл» Р — плотность жидко-
сти легкой в большом сосуде,

Рис. 82. Схема двухжидкостного колоколь-
ного дифманометра с профилированными
стенками и профилированным плунже-
ром

тяжелой в малом сосуде и среды, находящейся над обеими жид-
костями; h — разность уровней легкой жидкости снаружи и внут-

ри колокола.

Решая совместно уравнение равновесия колокола

d(Pi ~ P2)Fh = (dH + йу)4^(рл - р) + (dH + d2)flxg(pT - р)
с уравнениями равенства объемов

dy(Fx - s) = dHfx + йх(Ф- FH);
dz(f2-f\x) = dHfix

и учитывая, что

d(.Pi ~ Р2) = dhg(pji -р); dh-dx + dy,
получим основные уравнения для колокольных дифманометров:

^(Р1-Р2) = ^(РЛ-Р)Х

;; /Х(Ф -8)4- (рт - Р)Г1Х/2(Ф/Х - 8) / (Рл - P)(fe - fix)

Рх(Ф-8)-/х8

dH-,

dH = dh

Fx^~S)-fxS

fx(& - s) + (рт - р)Дх/2(Ф - fx - s) / (Рл - P)(4 - fix) ’

и уравнение для перемещения жидкости снаружи колокола

dx = dh (Pm ~P)W2(fx ~«)/(Рл-P)fx(f2~flx)~s

(Pm - P)flxh (Ф " 4 - «) / (Рл “ P)4 (4 - fix ) + (ф ~ «)

(83)

(84)

(85)
Исходя из этих формул найдем уравнения измерения для раз-
личных колокольных дифманометров.

Для дифманометра, показанного на рис. 81, а, имеем: f\x = 0;
s = 0; Fx = F; fx = Подставляя эти соотношения в уравнение
(83) и интегрируя его, а также имея в виду, что F и /0 — постоян-
ные величины, получим

Р1- р2 = Hfog (рл - p)/F.

Отсюда следует, что Н = hF/fQ.

Увеличивая отношение F/fG, можно достичь очень высокой чув-
ствительности дифманометра. Из уравнения (85) следует, что
х = 0. Следовательно, вся жидкость, опустившаяся внутри колоко-
ла, идет на возмещение объема, освобождаемого стенками колокола
при его подъеме.

Полученные уравнения и выводы остаются справедливыми и
для дифманометра, изображенного на рис. 81, б, если под fo 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 плотнос-
ти материала стенок.

Для дифманометра, показанного на рис. 81, в, имеем: fix = 0;
Fx = F; fx = f0. Подставляя эти значения в уравнение (83) и интег-
рируя его с учетом того, что F и f0 — постоянные величины, полу-
чаем:

Р1- Р2 = Hg (рл - р) [F/f0 - з/(Ф - s)]-1,

а также зависимость

Н = h [F/f0 - з/(Ф - s)].

При увеличении размера вставки s уменьшается количество
заливаемой жидкости (ртути), но одновременно уменьшается от-
ношение H/h, т. е. чувствительность прибора.

Уравнение (85) дает: х = -зЬ/(Ф - s) и у - ЬФ/(Ф - s). Следова-
тельно, здесь одновременно с опусканием жидкости внутри коло-
кола опускается жидкость и снаружи, но на меньшее значение,
равное h.

Более подробно о колокольных дифманометрах с ходом коло-
кола, пропорциональным расходу, см. в работе [012], где даны
формулы для одножидкостного и двухжидкостного дифманометров
с профилированным плунжером.

Погрешность измерения перепада давления стДр дифманомет-
ром с цилиндрическими стенками (рис. 81, а) имеет вид

иДр = 50[(ДН/ Н)2 + (Др2 - Др2) / (рл - р)2 + (ДУ / У)2 +

+ (А/о//о)2+(^/^)]0,5-

Здесь &Н, Дрл, Др, ДР1, Д/q, Ду — максимальные абсолютные по-
грешности Н, рл, р, F, f0, g.
Основное значение имеет погрешность ДН/Н, зависящая от сил
трения в направляющих и в передаточном механизме, а также от
неточности отсчета.

Более подробный анализ погрешностей колокольных дифма-
нометров см. в работе [012].

8.3. КОЛОКОЛЬНЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ С ПРУЖИНАМИ

Дифференциальное уравнение перемещения dH колокола с пру-
жинным уравновешиванием (рис. 83) при изменении перепада
давления на величину d(pj - р%) имеет вид

d(Pl - P2W = cdH + f(dH ~ dx)S(Pi - P2).

где с — коэффициент жесткости пружины.

Решая его совместно с уравнением равенства объемов

dy(F - з) = dx(<P - F - f) + fdH

и учитывая, что d(pi - Р2) = dh (pi - р2) g, dy = dh- dx, получаем
уравнение, которое после интегрирования дает зависимость

Pl ~ Р2 =Н[с(Ф-з-Л/(Ф-8) +

+ ^(Р1 - Р2 )Н^ - Sf / (Ф " S)]-1.

Если пренебречь гидростатическим давлением жидкости на стен-
ки колокола, т. е. положить f = 0, то получим

Рис. 84. Схема двухколокольного дифманомет-
ра с пружинным противодействием

Рис. 83. Схема одноколо-
кольного дифманометра с
пружинным противодей-
ствием
Pl~P2 = cH/F.

В двухколокольном приборе с пружинным уравновешивани-
ем, схема которого приведена на рис. 84, оба колокола и длины их
рычагов следует делать одинаковыми, чтобы угол поворота систе-
мы ф зависел только от перепада давления р^ — р2, но не от абсо-
лютных значений рг и р2. Тогда = f2 - f; Fy = F2 = F; Ф± =
= ф2 = ф; S1 = s2 = s; = r2.

При этом уравнение измерения принимает вид [012]

Р1 - Р2 = £(Р1 - Р2)sin Ф !сг0 / £(Р1 ~ Р2 )г + 2*21 / ki.
где

а1=[Г(Ф-8)-/з]/(Ф-8-Л;

*2 = ЛФ-з)г/(Ф-з-/);

го — расстояние от точки вращения системы до точки закрепле-
ния пружины.

Аналогичное уравнение будет и для одноколокольного дифмано-
метра, колокол которого подвешен на рычаге радиусом г, а противо-
действующая пружина действует на рычаге радиусом г0. Различие
будет лишь в том, что вместо слагаемого 2k2 будет просто k2.

Если пренебречь гидростатическим давлением жидкости на стен-
ки колоколов и положить f = 0, то тогда ky = F и k2 = 0. В этом
случае предыдущее уравнение принимает вид

Р1~Р2 =cr0 sintp/Fr.

Погрешность измерения pj - р2 дифманометром, показанным
на рис. 83, выражается уравнением

=50[(ДН-/Н)2 + (Ас/с)2 + (АГ/Е)2]0’5,

а для дифманометра, изображенного на рис. 84, — уравнением

Стдр = 50 [(А<р / tg<p)2 + (Ас / с)2 + (2Ar0 / г0)2 + (АГ / Г)2 + (Аг / г)2]0’5,

где А<р, АН, Ac, Afq, АГ, Аг — максимальные абсолютные погрешно-
сти ф, Н, с, г0, Г, г.

Основными будут погрешности измерения АН и Аф. Они умень-
шаются с увеличением Г. Температурный коэффициент колоколь-
ных дифманометров с пружинным уравновешиванием мало отли-
чается от нуля.

8.4. КОНСТРУКЦИЯ КОЛОКОЛЬНЫХ ДИФМАНОМЕТРОВ

Основной элемент колокольных дифманометров — колокол.
Он характеризуется формой, толщиной стенок, степенью устойчи-
вости, устройством для направления его хода и устройством для
Рис. 85. Колокольный дифмано-
метр ДК1 с дифференциально-транс-
форматорным преобразователем

Рис. 86. Схема колокольного дифма-
нометра ДКОФМ с ферродинамическим
преобразователем

передачи движения к измерительной части прибора. Наружная
форма всех колоколов цилиндрическая. При гидравлическом
способе извлечения квадратного корня из перепада давления стен-
ки колокола и значительно реже плунжер профилируют по опре-
деленному закону. Во всех остальных случаях они имеют посто-
янную толщину по высоте. При пружинном и грузовом уравно-
вешивании стенки изготовляют из листового материала и имеют
очень малую толщину. Устойчивость колокола можно повысить,
прикрепляя внизу снаружи стенок колокола кольцевой груз или
же утолщая нижнюю нерабочую часть колокола. Анализ усло-
вий устойчивости колокола дан в работе [012]. Если колокол не
подвешен на рычаге, то его снабжают роликовыми направляю-
щими, обеспечивающими вертикальность его хода. В отечествен-
ных конструкциях колокольных дифманометров передача дви-
жения колокола осуществляется с помощью электрических пре-
образователей, сигнал от которых поступает на вторичный изме-
рительный прибор. Сами же дифманометры не имеют шкал.

14 П. П. Кремлевский
На рис. 85 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 6, 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 иЛртах,
равную 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. 86.
Колокол 7, частично погруженный в трансформаторное масло,
подвешен к угловому рычагу 4,нижний конец которого соединен
с противодействующей пружиной 1. Давление р± действует на
колокол сверху, а Р2 — снизу. При перемещении колокола пово-
рачивается рычаг 4 и вместе с ним зубчатый сектор 5, вращаю-
щий шестеренку 3 и рамку ферродинамического преобразовате-
ля 2, который связан с аналогичным преобразователем во вто-
ричном приборе. Сам дифманометр бесшкальный. Для защиты
от коррозии пружина 1 и детали передаточного механизма нахо-
дятся в трансформаторном масле, залитом в верхний бачок 6.
Глава 9

ДЕФОРМАЦИОННЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

9.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА

Деформационными называются дифманометры, у которых из-
меряемый перепад давления воспринимается чувствительным эле-
ментом (одна или несколько упругих или вялых мембран или
сильфонов), уравновешивается упругими силами либо самого эле-
мента при его деформации, либо же дополнительными (чаще всего
винтовыми) пружинами и измеряется по деформации этого эле-
мента.

Деформационные дифманометры появились позже жидкостных.
Их распространение вначале сдерживалось несовершенством упру-
гих свойств мембран и сильфонов и недостаточной надежностью
устройств, предохраняющих их от перегрузки. Первый из этих не-
достатков сказывается на точности показаний прибора и прояв-
ляется в упругом гистерезисе, обусловливающем разницу в по-
казаниях прибора при прямом и обратном ходах, и в упругом
последействии — невозвращении в исходное положение после
снятия нагрузки. Второй недостаток приводит к выходу из строя
чувствительного элемента. Но после разработки так называемых
дисперсионно-твердеющих сплавов с более совершенными упру-
гими свойствами и изготовления из них мембран и сильфонов
точность деформационных дифманометров существенно улучши-
лась. Наряду с этим были разработаны устройства, надежно пре-
дохраняющие мембраны и сильфоны от повреждения при пере-
грузке. Это обусловило широкое распространение деформацион-
ных дифманометров взамен жидкостных, которые в настоящее
время в значительной степени оказались вытесненными в облас-
ти средних и высоких перепадов давления.

Достоинства деформационных дифманометров: а) малая масса
и, следовательно, малая инерция, обеспечивающая высокую частоту
собственных колебаний; б) малое время запаздывания благодаря
небольшому измерительному объему; в) отсутствие ртути; г) при-
годность для работы на транспортных (в частности, судовых) уста-
новках; д) небольшие габаритные размеры, не зависящие от пере-
пада давления.

9.2. ЧУВСТВИТЕЛЬНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ДИФМАНОМЕТРОВ

Основные чувствительные элементы деформационных дифма-
нометров — металлические мембраны и сильфоны. Значительно
реже при небольших давлениях применяют вялые мембраны из
резины или прорезиненной ткани.
Ранее для изготовления мембран широко применяли берил-
лиевые бронзы БрБ2—БрБ2,5. Теперь (как для мембран, так и
для сильфонов) главным образом применяют нержавеющую сталь
36НХТЮ, содержащую 36 % Ni, 12 % Сг и 3 % Ti и пригодную
для работы во влажном воздухе, морской воде и во многих агрес-
сивных средах при температуре до 250 °C. Для работы при темпе-
ратурах до 300-350 °C пригоден сплав 36НХТЮМ5, а до темпера-
туры 400 °C — сплав 36НХТЮМ8.

Применяют обычно гофрированные металлические мембраны,
потому что плоская мембрана имеет малую чувствительность и
характеристика ее далека от линейности. С увеличением глуби-
ны гофрировки зависимость между давлением р, действующим
на мембрану, и прогибом Н ее центра становится все более линей-
ной. Это следует из рис. 87, где даны полученные эксперименталь-
но характеристики пяти мембран с пилообразной гофрировкой, от-
личающихся глубиной гофр 2Н, равной 0, 0,6, 0,9, 1,5 и 3,3 мм, но
имеющих одинаковую толщину 5= 0,32 мм и наружный диаметр
D = 108 мм. С увеличением глубины гофра возрастает не только
линейность, но и жесткость мембран. Жесткость можно суще-
ственно уменьшить, применяя более сильную гофрировку у край-
него гофра. Но характеристика мембран с краевым гофром изоб-
ражается линией двойной кривизны, имеющей все же достаточно
прямолинейную среднюю часть. Помимо пилообразного профиль
гофрировки может быть

Рис. 87. Влияние на прогиб мембраны раз-
личной глубины ее гофрировки 2Н:

1 — 3,3 мм; 2 — 1,5 мм; 3 — 0,9 мм; 4 — 0,6 мм;

5 — 0

синусоидальным, круговым
или трапециевидным.

Толщина мембран 8 очень
сильно влияет на ее прогиб,
что следует из формулы

рг4 / .Е84 = ах / 82 +

+ Ьх3/83,
полученной для мембраны
в виде плоской анизотроп-
ной пластинки. Здесь г —
радиус мембраны; Е — мо-
дуль упругости. Коэффици-
енты а и b определяют по
номограммам или форму-
лам, приведенным в рабо-
те [1].

Основные методы расче-
та гофрированных мембран
приведены в работе [1], кро-
ме того, некоторые вариан-
ты расчета имеются в рабо-
тах [2-4].
Вялые мембраны из резины или прорезиненной ткани имеют
жесткий центр, образованный двумя металлическими дисками,
между которыми зажата центральная часть мембраны; диаметр
последней = (O,7+O,8)JD, где D — диаметр мембраны. Для уве-
личения перемещения мембрана имеет складку за пределами жест-
кого центра. Эффективная площадь мембраны F3, т. е. та часть ее
площади, которая передает действующее на нее давление жестко-
му центру, определяется по формуле

Гэ=л(Л + Д1)2/16.

Эта формула справедлива для среднего положения мембраны, ког-
да плоскость ее жесткого центра совпадает с плоскостью заделки.

Для уравновешивания силы Р = pF3, где р — давление, действу-
ющее на вялую мембрану, она дополняется винтовой пружиной,
число витков п и диаметр d проволоки которой рассчитывают по
формулам:

d = 3^8Z>P /лЕкр; n = HGd4/8D3P,
где D — средний диаметр витка, которым задаются из конструк-
тивных соображений; Ркр — допускаемое напряжение при кру-
чении; G — модуль сдвига; Н — рабочий ход мембраны.

Широкое применение в деформационных дифманометрах наря-
ду с металлическими мембранами получили сильфоны, представля-
ющие собой коробчатые мембраны с волновым профилем. Сильфо-
ны могут быть цельнотянутыми и сварными. Первые изготовляют
из тонкостенной трубки механическим или гидравлическим спо-
собом. Сварные сильфоны позволяют получать различные соотно-
шения наружного и внутреннего диаметров с желаемой эффектив-
ной площадью F3 = п (Ra + _RB)2/4, где Ra и RB — наружный и внут-
ренний радиусы сильфона. Перемещение Н сильфона прямо про-
порционально давлению, эффективной площади F3 и числу гофр.
Нередко сильфон дополняют винтовой пружиной, которая и создает
основную противодействующую силу, благодаря чему 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 = pn(RH + /?в)2 / 4(с + Gd4 / 8Л3п).

Расчет винтовой пружины (определение d и п) производят по
ранее приведенным формулам.

9.3. ДИФМАНОМЕТРЫ ТИПА ДМ

Среди всех разновидностей дифманометров особенно широкое
применение в промышленности получили бесшкальные мембран-
ные дифманометры типа ДМ с дифференциально-трансформатор-
ной передачей показаний.
На рис. 88 показано устройство дифманометра ДМ-3583М. Чув-
ствительный элемент дифманометра — мембранный блок, состоя-
щий из двух (иногда четырех) мембранных коробок 4 и 7, кото-
рые ввернуты своими основаниями в перегородку 6. Внутренние
полости мембранных коробок, сообщающиеся между собой, за-
полняются через ниппель 20 водным раствором этиленгликоля,
и после этого ниппель заваривается. Перегородка 6 вместе с дву-
мя крышками 3 и 19, между которыми она зажимается с помо-
щью муфты 5, образует две полости — нижнюю и верхнюю.
В первую подается давление р^ через штуцер 2, а во вторую —
давление Р2 через штуцер 21. Под воздействием перепада давле-
ния 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 по-
следней находится катушка 17 преобразователя, укрепленная на
траверсе 10, которая защищена от случайных ударов щитками 8.
Катушка 17 защищена экраном, состоящим из неподвижного кор-
пуса 16 и подвижного колпачка 15, перемещением которого дос-
тигается минимальная нелинейность выходной характеристики,
после чего колпачок фиксируется винтами 12. На колпачке сверху
укреплены переменное 14 и постоянное 13 сопротивления делите-
ля, обеспечивающего получение стандартного выходного сигнала.
Сверху катушка 17 с сопротивлениями закрыта колпачком 9, на
котором крепится штепсельный разъем. Дифманометр снабжен
уравнительным клапаном
24, клапаном 1 и верхним
отверстием у разделитель-
ной трубки (закрытым
пробкой 22 с резиновым уп-
лотнительным кольцом 23),
служащим для выпуска воз-
духа при заполнении дифма-
нометра жидкостью.

При случайной односто-
ронней перегрузке мембран-
ного блока он не поврежда-
ется, так как происходит

Рис. 89. Принципиальная схема дифферен-
циально-трансформаторной передачи пока-
заний дифманометра ДМ

полное перетекание жидко-
сти из мембранной коробки,
находящейся под давлением,
в другую коробку, а ее мем-

браны, складываясь по профилю, прижимаются друг к другу. Этим
оправдывается сложность устройства мембранного блока. Кроме
того, верхнюю мембранную коробку делают в несколько раз бо-

лее жесткой, чем нижнюю, и этим существенно уменьшают вли-
яние температуры на перемещение сердечника. Для перехода на
другой предел измерения необходимо менять весь мембранный
блок. Мембраны изготовляют из дисперсионно-твердеющих спла-
вов марок 36НХТЮ, 40КХНМ с надлежащей термической обра-
боткой и соединяют шовной роликовой сваркой.

Дифманометры типа ДМ-3583М изготовляют на давление до
16 МПа и на все пределы измерения по нормальному ряду от 1,6
до 630 кПа. Их класс точности 1,0 и 1,5. Аналогичные дифмано-
метры типа ДМ на другом заводе изготовляют на давления до 6,3,
25 и 63 МПа.

Основные элементы дифференциально-трансформаторной пере-
дачи показаний дифманометра типа ДМ на вторичный прибор —
два идентичных индуктивных преобразователя, из которых один
П1 имеется в дифманометре ДМ, а второй П2 — во вторичном
приборе ВП (рис. 89). 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 преоб-
разователей соединены друг с другом. При положении сердечников
в середине катушек индуктируемые во вторичных обмотках преоб-
разователей П1 и П2 электродвижущие силы Еу и Е2 будут равны
нулю. При всяком отклонении сердечника дифманометра от этого
положения вследствие изменения взаимных индуктивностей Мв и
Мн между первичной обмоткой и верхней и нижней секциями вто-
ричной обмотки на выходе первичной обмотки будет возникать
ЭДС Ех, значение и фаза которой будут зависеть от величины и
направления перемещения сердечника. Возникающая при этом раз-
ность напряжений Ei~E2 усиливается усилителем и приводит
в действие реверсивный двигатель РД, перемещающий 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 Е2 станет равной ЭДС Е±,
напряжение на входе и выходе усилителя будет отсутствовать и
система займет новое положение равновесия.

Номинальное значение взаимной индуктивности между пер-
вичной обмоткой и выходной цепью при Артах равно 10 мГн.
Ввиду невозможности изготовления строго идентичных индук-
тивных катушек к их вторичным обмоткам подключены дели-
тели, состоящие из регулируемых R1 и КГ и постоянных R2 и R2'
резисторов, позволяющих при настройке изменить верхний предел
Ei на ±25 % и Е2 на ±15 % и обеспечить взаимозаменяемость
преобразователей. Для корректировки нуля по шкале вторичных
приборов типов КСФ2, КСДЗ, КВД-1 и КПД-1 служит обмоткаДО
и регулируемый резистор R3. Резистор R4 и конденсатор С4 об-
разуют фазосдвигающую цепочку, а конденсаторы СЗ, СЗ' и СЗ"
создают резонансный контур, способствующий возрастанию тока
основной частоты.

Дифференциально-трансформаторная передача сложнее индук-
тивной, но ее большое преимущество в том, что трение во вторич-
ном приборе не влияет на показания, так как реверсивный двига-
тель всегда его преодолеет. Разбаланс положения сердечников
в преобразователях П1 и II2 зависит лишь от порога чувствитель-
ности усилителя. Преобразователь П1 имеет три модификации
ДТП-1, ДТП-2 и ДТП-3 с номинальным рабочим ходом сердеч-
ника из среднего положения 1,6, 2,5 и 4 мм соответственно.

Преобразователь П2 у вторичного прибора имеет одну модифи-
кацию ДТП-4 с тем же номинальным ходом, что и ДТП-3. Преоб-
разователь ДТП-4 кроме резисторов R1' и R2' имеет еще обмотку
ДО и резистор R3 для корректировки нуля.

Ранее преобразователи дифманометров типа ДМ выпускали
без сопротивлений RI, R2, RI' и R2’, а для корректировки нуля
служила третья катушка с регулируемым сердечником. Такие
дифманометры не взаимозаменяемы. Кроме того, в них мембран-
ный блок заполняли дистиллированной водой, замерзавшей при
низких температурах и выводившей из строя прибор. В дифма-
нометре ДМ-3583М эти недостатки устранены. В более ранних кон-
струкциях крышки, между которыми зажималась перегородка, раз-
деляющая мембранные коробки, стягивались болтами и в верхней
крышке укреплялись трубки с запорными и уравнительными вен-
тилями. В ДМ-3583М этих трубок нет, а крышки стягиваются
резьбовой муфтой. Рассматриваемые мембранные дифманомет-
ры оказались в эксплуатации удобными и надежными прибора-
ми.
Наряду с дифманометром ДМ-3583М имеется мембранный диф-
манометр ДМ-3583ФМ, предназначенный для работы с вторичны-
ми приборами ферродинамической системы типа ВФС, ФП, 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 разделенный
пружиной, которая фиксирует их положение. Катушки имеют
первичную и вторичную обмотки, две секции последней включе-
ны 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-О-5-1) 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 после-
довательно.

9.4. ДИФМАНОМЕТРЫ ТИПА ДМЭР

Рис. 90. Мембранный дифмано-
метр ДМЭР

Эти дифманометры отличаются от рассмотренных дифмано-
метров типа ДМ устройством для передачи показания вторично-
му прибору. Вместо дифференциально-трансформаторных преоб-
разователей здесь применяют преобразователи, основанные на ком-
пенсации магнитных потоков [5]. Они имеют унифицированный
выходной сигнал постоянного тока 0-5 мА, для измерения которо-
го 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 перепа-
ды: 4,0, 6,3,10,0,16,0, 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 энер-
гоблоками большей мощности.

Устройство дифманометра типа
ДМЭР показано схематически на
рис. 90. Чувствительный элемент —
блок, состоящий из двух мембранных
коробок 1 и 3, которые заполнены
жидкостью и разделены перегородкой
2, такой же, как и у дифманометров
ДМ. На верхней мембранной короб-
ке 3 укреплен немагнитный шток, не-
сущий магнитный сердечник 10, ко-
торый перемещается внутри раздели-
тельной трубки 7 из немагнитной не-
ржавеющей стали. Снаружи трубки
Рис. 91. Принципиальная
электромагнитная схема
дифманометра ДМЭР

размещены магнитопровод 5 и остальные элементы преобразова-
теля с магнитной компенсацией. Рядом с преобразователем на-
ходится полупроводниковый усилитель 4 типа УП-МКР. На труб-
ках, подводящих давленияр-^ ир%, установлены два запорных 6, 9
и один уравнительный вентиль 8.

Электромагнитная схема дифманометра ДМЭР приведена на
рис. 91, а схема магнитных потоков дана на рис. 92. Каждый из
магнитопроводов и (см. рис. 91) образует вместе с магнит-
ным сердечником своеобразный магнитный мост, два плеча кото-
рого составляют магнитный сердечник 1, а два других — магни-
топровод 2 (рис. 92). В диагонали каждого моста имеется маг-
нитопровод, собранный из набора пластин с немагнитными про-
кладками, на котором намотаны состоящие из двух секций ка-
тушки возбуждения Wl—W\ и W2—W'2 и катушки обратной
связи пу—n't и П2—п'2 (см. рис. 91). Магнитный поток, создавае-
мый магнитом, замыкается через магнитопровод и частично (бла-
годаря относительно большим воздушным зазорам) через диаго-
наль моста. При среднем положении магнита (рис. 92, а) ответв-
ляемые в диагональ потоки Ф]^ и Ф2, имеющие противоположное
направление, равны по значению и поэтому результирующий по-
ток в диагонали моста равен нулю. При перемещении магнита
симметричность моста нарушается (рис. 92, б), и в его диагонали
возникает магнитный поток, направление которого зависит от на-
правления перемещения и полярности магнита. Этот поток в од-
ном магнитопроводе (см. рис. 91) складывается с магнитным

Рис. 92. Схема магнитных потоков в преобразователе
дифманометра ДМЭР: а — при нейтральном положе-
нии магнита; б — при смещенном магните
потоком, создаваемым двумя секциями W1 и W\ катушки воз-
буждения, а в другом магнитопроводе М2 вычитается из магнит-
ного потока, создаваемого секциями W2 и W'2 другой катушки
возбуждения. Это приводит к изменению силы токов в обеих ка-
тушках и появлению напряжения на вершинах моста, плечами
которого являются катушки возбуждения и постоянные резисто-
ры R1 и R2. Мост питается от силового трансформатора усилителя
напряжением в виде прямоугольных импульсов с частотой 50 Гц,
формируемых с помощью стабилитрона и ограничительного ре-
зистора. В измерительную диагональ моста включены фильтру-
ющий конденсатор С и усилитель У, в выходной цепи которого
имеются нагрузка R„ и устройство обратной связи УОС. Послед-
нее питает током io с секции п\—п\ и п2—п'2 катушек обратной
связи, создающих в магнитопроводах Mi и М2 магнитные потоки,
которые направлены навстречу потокам от постоянного магнита.
Сигнал, снимаемый с резисторов R1 и R2, будет пропорционален
управляющему воздействию разности магнитных потоков постоян-
ного магнита и катушек обратной связи. Суммарное сопротивление
внешней нагрузки Лн не должно превышать 2,5 кОм.

В расходомерных дифманометрах применяют усилитель типа
УП-МКР, который отличается от усилителя УП-МК в перепадо-
мерных дифманометрах тем, что в нем имеется квадратор для из-
влечения квадратного корня из перепада давления. Он состоит
из автогенерирующего регулирующего устройства с широтно-им-
пульсной модуляцией, функционального импульсного делителя
и источника питания. Выходной сигнал — прямоугольные им-
пульсы постоянной амплитуды (частота и коэффициент заполне-
ния импульсов зависят от входного сигнала).

Схемы различных зарубежных дифманометров с компенсацией
магнитных потоков рассмотрены в работе [6].

9.5. ДИФМАНОМЕТРЫ ТИПА «САПФИР»

Эти дифманометры появились позднее мембранных дифмано-
метров ДМ и ДМЭР и очень сильно от них отличаются. Чувстви-
тельный элемент у них — не гофрированная, а плоская дисковая
мембрана малого диаметра, деформация которой преобразуется
в стандартный токовый сигнал 0-5 мА с помощью тензорезисто-
ров. Дифманометры «Сапфир» характеризуются высокой точнос-
тью и малыми габаритными размерами.

К поверхности дисковой мембраны из стали или титана жест-
ким припоем присоединен полупроводниковый тензорезисторный
преобразователь. Он состоит из диэлектрической сапфировой мо-
нокристаллической подложки с определенной кристаллографичес-
кой ориентацией, на которой методом гетероэпитаксиальной тех-
нологии выращена тонкая (толщиной не более 1 мкм) монокрис-
таллическая пленка кремния, обладающая тензорезисторным эф-
фектом. Дифманометры «Сапфир» (так же, как и дифманометры
ДМ и ДМЭР) бесшкальные. В связи с этим возможны два вари-
анта наименования этих дифманометров. Первое — дифманометр
мембранный бесшкальный с электрическим преобразователем
перемещения или деформации мембраны в выходной сигнал.
Второе — двухступенчатый преобразователь перепада давления
сперва в перемещение или деформацию мембраны, а затем с по-
мощью тензорезисторного эффекта в выходной сигнал (электри-
ческий). Разработчиками и заводами-изготовителями для диф-
манометров типа «Сапфир» (но не для ДМ и ДМЭР) принят по-
следний вариант, и называют эти дифманометры сокращенно пре-
образователями разности давлений.

Конструкция такого преобразователя («Сапфир-22ДД») зави-
сит от значения предельного перепада давления. На рис. 93, а
показано устройство преобразователей на большие предельные
перепады: 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 воспри-
нимается гофрированными мембранами 7 и 10 (толщиной около
0,1 мм), края которых приварены к основанию 8. Внутри после-
днего размещена измерительная дисковая мембрана 4 с тензо-
преобразователем. Вся внутренняя полость основания заполнена
кремнийорганической жидкостью, которая и передает давление
щ по каналу 6, а давлениер2 по каналу /I на мембрану 4. Крышки
5 и 9 стянуты с основанием болтами и уплотнены прокладками
3. При односторонней перегрузке мембраны 7 или 10 прижимают-

Рис. 93. Устройство преобразователей «Сапфир-22Д»: а — для боль-
ших ДДшах от 0.4 Д° 2>5 МПа (модель 2450) и Дртох от 2,5 до 16 МПа
(модель 2460); б — модели 2410, 2420, 2430, 2434, 2440 и 2444
ся к боковым поверхностям основания 8, которые имеют соответ-
ствующий профиль. Зазор между мембранами и основанием око-
ло 0,5 мм, а измерительное перемещение мембран 0,2-0,3 мм.
Упругость последних (вместе с упругостью мембраны 4) уравно-
вешивает измеряемый перепад давления. Их профиль и глуби-
на гофрировки обеспечивают линейность характеристики при пе-
ремещении до 0,3 мм при наименьшей жесткости.

Тензопреобразователь соединен проводами, проходящими че-
рез герметический вывод 2, с электронным устройством 1. По-
следнее преобразует разность двух напряжений, снимаемых с из-
мерительного 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 свя-
зи. В электронное устройство 1 входят: микросборка стабилиза-
тора напряжения и регулируемого источника тока, а также эле-
менты схемы температурной компенсации и перенастройки диа-
пазона измерения (с помощью включения перемычек) в пределах
10 %. Устройство снабжено корректорами нуля и диапазона изме-
рения. Питание всей схемы от источника постоянного тока напря-
жением 36 В. Основная погрешность рассмотренной модели 0,25
и 0,5 %.

Для средних и небольших перепадов давления рассмотренная
конструкция не пригодна вследствие большой жесткости диско-
вой мембраны и применяется конструкция, схема которой пока-
зана на рис. 93, б. Здесь мембрана 3, установленная в основании 7,
изготовлена как одно целое с рычагом 4 и работает на изгиб при
перемещении нижнего конца рычага 4 пластинчатой тягой 9,
закрепленной в рычаге с помощью винта. Другой конец тяги 9
связан со штоком 5, переходящим в диски с гофрированной на-
ружной поверхностью. Эти диски образуют жесткие центры гоф-
рированных мембран 6 и 8, воспринимающих измеряемый пере-
пад давления. Каждая из мембран своими концами приварена к
основанию 7, а в средней части к соответствующему диску, обра-
зующему ее жесткий центр. Вся внутренняя полость основания
между воспринимающими мембранами заполнена кремнийорга-
нической жидкостью. Герметический вывод 2 для проводов от
тензопреобразователя и электронное устройство 1 аналогичны тем,
которые были ранее рассмотрены. При перегрузке мембраны 6 и
8 прижимаются к соответственно гофрированным поверхностям
основания 7 и дисков штока 5, образующих их жесткие центры.

По такой схеме изготовляют преобразователи: модель 2410 на дав-
ление 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 перепады 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 перепа-
ды 40, 63, 100, 160 и 250 кПа. Предельная основная погрешность
для большинства моделей составляет 0,25 и 0,5 %. Диаметр вос-
принимающих гофрированных мембран для модели 2410 равен
120 мм, а для других моделей только 60 мм.

Преобразователи «Сапфир-22ДД» имеют высокую точность, ме-
таллоемки, компактны и малогабаритны. Их недостатки: некото-
рая сложность изготовления; смещение нуля выходного сигнала,
а иногда и изменение характеристики во времени; влияние тем-
пературы на показания вследствие большого коэффициента объем-
ного расширения кремнийорганической жидкости, хотя тензоре-
зисторный преобразователь и содержит элементы для темпера-
турной компенсации. Подобным «Сапфиру-22ДД» является диф-
манометр «Метран-43ДД».

Поверку преобразователей «Сапфир-22ДД» надо выполнять
в соответствии с методическими указаниями МИ 339-83, состав-
ленными НИИТеплоприбор и ПО «Манометр».

9.6. ДИФМАНОМЕТРЫ С ВЯЛОЙ МЕМБРАНОЙ

Наряду с приборами, имеющими упругие (металлические) мем-
браны, существуют дифманометры с вялыми мембранами, не име-
ющими упругости, которая могла бы оказать влияние на точ-
ность измерения. Такие мембраны лишь воспринимают измеряе-
мый перепад давления, а противодействующая сила создается до-
полнительной винтовой пру-

Рис. 94. Дифманометр ДМИ с вялой мем-
браной

жиной.

На рис. 94 изображен бес-
шкальный дифманометр ДМИ,
имеющий вялую резиноткане-
вую мембрану 13 с жестким
центром, подвешенным к пру-
жине 10. Мембрана 13 зажата
между днищем 14 и крышкой
1. Верхний конец пружины 10
с помощью держателя 9 и на-
кидной гайки 8 крепится к
крышке 11. Для стабилизации
нулевого положения мембра-
ны служит пружина 12. В цен-
тре мембраны укреплен шток
с плунжером 1, перемещаю-
щимся внутри трубки 2 из
немагнитной стали. Снаружи
последней находятся обмотки
дифференциально-трансфор-
маторного преобразователя 6
типа ПД, который фиксирует-
ся пружиной 5 со специальной гайкой 4. Для корректировки
нуля вторичного прибора имеется опорная гайка 7, вращая кото-
рую можно перемещать преобразователь 6. Для выпуска воздуха
трубка 2 имеет вверху отверстие, закрываемое пробкой 3. Дифма-
нометр ДМИ работает в комплекте с вторичными приборами ти-
пов ВФП, ВФС, ВФПС, ВФСС. Питание первичных обмоток преоб-
разователей дифманометра и вторичного прибора от разделитель-
ного трансформатора напряжением 24 В. Потребляемая мощ-
ность не более 50 В • А. Приборы рассчитаны на статические дав-
ления 6,3 и 25 МПа и Дртах от 0,63 кПа до 0,1 МПа. Приведенная
погрешность комплекта по шкале вторичного прибора ±1,5 %.
Основное назначение дифманометров ДМИ — измерение расхода
газа, но они могут служить и для измерения расхода жидкостей.

9.7. СИЛЬФОННЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

В сильфонных дифманометрах измеряемый перепад давления
хотя и воспринимается сильфонами, но обычно лишь в незначи-
тельной мере уравновешивается их упругими силами. Основную
противодействующую силу создают винтовые пружины. Благо-
даря этому существенно снижается влияние упругих сил силь-
фонов на погрешность измерения и упрощается переход на дру-
гой предел измерения посредством смены винтовых пружин (силь-
фонный же узел остается неизменным).

На рис. 95 показано устройство сильфонного блока дифмано-
метров ДСС и ДСП казанского завода «Теплоконтроль». Сильфо-
ны 6 и 13 приварены к гайкам 7 и 11, ввинченным в перегород-
ку 10, которая сжата болтами между крышками 3 и 15. Давление
Pl поступает через штуцер 4 и действует на сильфон 6, а давле-
ние Р2 — через штуцер 14 и воздействует на сильфон 13. На
конце штока 12, связывающего конусные днища 2 и 20 сильфо-
нов, имеется диск 16 с несколькими винтовыми пружинами 17.
Другие концы последних укреплены на основании 18, связанном
шпильками 19 с перегородкой 10. Внутренние полости сильфо-
нов и перегородки заполняются под вакуумом жидкостью (33 %
глицерина и 67 % воды) с низкой температурой (-17 °C) замер-
зания. Изменение перепада давления вызывает частичное пере-
текание жидкости из одного сильфона в другой, перемещение
штока 12 и изменение натяга противодействующих пружин 17.
При этом поворачивается рычаг 8, нижний конец которого при-
жат к диску 23 на штоке 12. Рычаг 8 укреплен на левом утол-
щенном конце стержня 9, опирающемся на шариковый подшип-
ник. К этому концу приварен левый конец тонкостенной торси-
онной трубки, а ее правый конец — к выходному концу корпуса
муфты. Поворот рычага 8 вызывает закручивание тонкостенной
трубки вокруг правого конца и поворот стержня 9 на некоторый
угол. Правый конец стержня 9 соединен передаточным механиз-
Рис. 95. Двухсильфонный дифманометр

мом со стрелкой или пером прибора. Торсионная трубка герме-
тически разделяет концы стержня 9. Защита сильфонов 6 и 13
(см. рис. 95) от случайной перегрузки достигается с помощью
резиновых кольцевых клапанов 1 и 21, прижимаемых к кольце-
вым седлам в перегородке 10, и при этом прекращается перете-
кание жидкости из одного сильфона в другой. При увеличении
окружающей температуры часть жидкости через отверстия во
внутренней стенке сильфона 6 перетекает в небольшой (три гофра)
сильфон 5, днище которого не связано со штоком 12. Этим устра-
няется влияние температуры на показания прибора. С помощью
клапана 22 можно изменять скорость перетекания жидкости из
одного рабочего сильфона в другой, а значит, и степень успокоения
дифманометра. Внизу полостей, образованных крышками 3 и 15,
предусмотрены сливные отверстия, закрываемые пробками.

В рассматриваемом дифманометре перепад давления Др, дей-
ствующий на эффективную площадь F3 сильфонов, уравновеши-
вается в основном винтовыми пружинами и, кроме того, упруги-
ми силами сильфонов и моментом закручивания Мт торсионной
трубки в соответствии с уравнением

ApF3 = ncns + Мт / R + 2cs,

где п и сп — число винтовых пружин и жесткость каждой из
них; s — перемещение сильфонов и пружин; R — радиус рычага
торсионной трубки; с — жесткость каждого сильфона.
Дифманометры изготовляют на давление до 16 МПа и Дртах
от 6,3 до 250 кПа, а также на давление до 32 МПа и Артах от 40 до
630 кПа. Класс точности 1 и 1,5. Погрешность счетчика интеграто-
ра не более 0,6 % от верхнего предела в диапазоне от 30 до 100 %
<7max. С 1984 г. завод-изготовитель перешел на выпуск дифмано-
метров с малогабаритным сильфонным блоком. Это позволило
снизить массу дифманометров с 47 до 16 кг. Имеются следующие
разновидности этих дифманометров: ДСП-71 — показывающий;
ДСП-71 Ин — показывающий с интегратором; ДСП-71 Эт — по-
казывающий 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 пневматичес-
ким изодромным регулирующим устройством; ДСС-711-2С —
самопишущий с электроприводом и записью давления; ДСС-711
Ин-2с — то же с интегратором; ДСС-712 М — самопишущий
с часовым приводом; ДСС-712 Рг — то же с пневматическим
изодромным регулирующим устройством; ДСС-712-2с — само-
пишущий с часовым приводом и записью давления.

Во всех перечисленных модификациях спереди сильфонного
блока укреплен прямоугольный корпус, куда входит выводной
стержень 9. 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 кото-
рой в зависимости от модификации прибора укрепляются: перо;
рычаг с тягой, передающий через зубчатый сектор и шестеренку
вращение стрелке, расположенной в центре прибора; рычаг с тя-
гой, вызывающий поворот лекала механизма интегратора; рычаг
с тягой, управляющей положением заслонки относительно сопла
пневматического реле в приборе ДСП-71 Пн, либо шторки, экра-
нирующей фотосопротивление от осветительной лампочки в при-
боре ДСП-71 Сг.

В дифманометре же ДСП-71 Эт с электрическим выходным
сигналом на конце стержня 9 укреплен не только рычаг, связан-
ный 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 катушки,
изменяя при этом параметры базового контура и режим генерато-
ра, что приводит к возникновению в особой обмотке обратной свя-
зи момента, противодействующего вращению коромысла. Послед-
нее будет поворачиваться вместе с флажком до тех пор, пока этот
момент не уравновесит вращающий момент, создаваемый растя-
гивающейся ведущей спиральной пружиной. Выходной сигнал —
постоянный ток от 0 до 5 мА или напряжение постоянного тока

15 П. П. Кремлевский
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.

Наряду с рассмотренными двухсильфонными дифманометра-
ми имеются бесшкальные односильфонные дифманометры ДСЭР
и ДСЭР-М (малогабаритные) с передачей показаний, основанной
на компенсации магнитных потоков (такой же, как у мембран-
ных дифманометров ДМЭР). Дифманометры ДСЭР и ДСЭР-М пред-
назначены для измерения расхода газа, имеющего избыточное дав-
ление не более 0,1 МПа. Предельные перепады давления — 1, 1,6,
2,5 и 4 кПа, класс точности 1,5. Давление Р] подается снаружи
вертикального сварного сильфона, расположенного в цилиндри-
ческом корпусе, а давление Р2 — внутрь сильфона. В последнем
находится винтовая измерительная пружина, упирающаяся в ос-
нование, на котором укреплен сильфон, и в верхнее дно сильфо-
на. С последним соединен магнитный сердечник, движущийся в
герметичной диамагнитной трубке. Снаружи трубки находятся
все остальные элементы преобразователя с компенсацией магнит-
ных потоков и усилитель (см. рис. 90). Принципиальная схема
преобразователя приведена на рис. 91 и 92.

9.8. ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНЫЕ ЦИФРОВЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

Необходимо отметить, что при классе точности дифманометра
1,0 диапазон измерения расхода будет около 3:1, а при 0,25 —
около 4 : 1 из-за большой погрешности измерения расхода около
нижнего предела измерения (±5 %). Поэтому для диапазона из-
мерения 10:1 ранее применяли два дифманометра с одним СУ,
а для большего диапазона иногда и три дифманометра.

Однако в последнее время появились более совершенные при-
боры, например дифманометр EJA фирмы «Йокогава-Электрик»
(Япония), которые внесены в реестр Госстандарта. Этот датчик диф-
ференциального давления EJA используют для измерения расхо-
да жидкости, пара или газа, а также определения уровня жидкости,
плотности и давления. Измеренный перепад давления преобразу-
ется в пропорциональный (или по закону квадратного корня) то-
ковый сигнал. Также для коммуникации с датчиком (считывание
данных, перенастройка диапазонов и т. п.) может использоваться
цифровой сигнал по BRAIN- или HART-протоколу.

Датчики дифференциального давления EJA включают три мо-
дели:

EJA 100А (основная модель) 0,5-500 кПа;

EJA 120А (низкопредельный датчик) 0,4-1 кПа;

EJA 130А (датчик дифференциального давления с высоким
статическим давлением 32 МПа) 1-500 кПа.

В датчиках EJA впервые применен запатентованный моно-
кристаллический резонансный сенсор, определивший его уникаль-
ные свойства.
Выходным параметром сенсора является частота, которая за-
висит от деформации кристалла, вызванной приложенным дав-
лением.

Цифровой принцип нового датчика, использующего частоту
в качестве полезного сигнала, обеспечивает лучшую воспроизво-
димость и стабильность, чем аналоговые, и имеет существенный
«иммунитет» к вибрациям, температуре, статическому давлению
и перегрузке.

Электронная часть построена на основе микропроцессора и со-
стоит из трех моноблоков: сенсорного модуля; вычислителя; жид-
кокристаллического индикатора (по заказу).

Все блоки универсальны и при замене не требуют настройки.
Электронный блок вычислителя совместим со всеми типами дат-
чиков. Индикатор поставляется по заказу и может поворачиваться
на 90° либо 180° для удобства считывания показаний.

Механическая часть датчика состоит из двух основных час-
тей: фланцев; корпуса электронной части.

Фланцы выполнены так, что при необходимости пользователь
может изменить стороны присоединения импульсных трубок,
т. е. аппаратным образом изменить сторону высокого и низкого
давления (изменение сторон высокого и низкого давления также
может быть произведено программным способом).

Для удобства обслуживания прибора корпус может поворачи-
ваться на 90° либо 180°. В комплект поставки, по отдельному
заказу, включают вентильный блок; монтажный кронштейн.

Монокристаллический сенсор содержит два резонатора. Под дей-
ствием цепи возбуждения резонаторы находятся в состоянии по-
стоянной генерации частоты, которая детектируется в вычисли-
теле.

Высокое и низкое давление от измеряемого объекта через раз-
делительные мембраны и масляный наполнитель прикладывает-
ся к чувствительному элементу, деформация которого вызывает
изменение собственных частот резонаторов. Сенсор сконструиро-
ван так, что при деформации частоты резонаторов изменяются
в разные стороны, а от влияния паразитных факторов (темпера-
тура, статическое давление и т. п.) в одну. Таким образом, раз-
ность частот двух резонаторов пропорциональна приложенному
давлению.

Вычислитель преобразует разность частот в аналоговый сиг-
нал от 4 до 20 мА.

Конструктивные преимущества: базовые модели датчика име-
ют исполнения разделительных мембран из Hastelloy, а другие
части конструкции, вступающие в контакт с изеряемой средой, из
нержавеющей стали (по заказу возможны другие материалы), что
обеспечивает высокую коррозионную стойкость прибора и его дли-
тельную эксплуатацию.

Индикатор, поставляемый по отдельному заказу, обеспечивает
работу в температурном диапазоне -30...+80 °C.
Функциональные преимущества: широкий динамический ди-
апазон; возможность цифровой коммуникации; широкие возмож-
ности конфигурирования; встроенная самодиагностика, упроща-
ющая поиск неисправностей; модульная конструкция; высокая
временная стабильность и низкая зависимость от влияющих фак-
торов.

Датчик используют в тепловых сетях как в летний, так и зим-
ний периоды благодаря перестройке диапазонов, высокому клас-
су точности и стабильности нуля. Так, класс точности для модели
EJA 110±0,1 % (для других ±0,07 %). Диапазон перенастройки
100 : 1. Капсула М настроена на перепады от 1 до 100 кПа, L — от
0,5 до 10 кПа, Е —от 0,1 до 1 кПа, Н — от 5 до 500 кПа.

Дополнительная погрешность от изменения температуры воз-
духа ±0,09 %. Стабильность 0,1 % — в течение 24 месяцев.

Вне сомнений, что такие дифманометры перспективны для ис-
пользования во всяких расходомерах переменного перепада дав-
ления. Они эффективно применяются в тепловых сетях г. Хабаров-
ска [13]. Дипазон по расходу у них 32 : 1.

Краткое техническое описание дифманометров EJA дано выше.
Для сравнения данные дифманометров «Сапфир», выпускаемых
заводом «Манометр» (г. Москва), приведены в п. 9.5, а комплекс-
ный датчик «Гиперфлоу-ЗП», изготовленный НПФ «Вымпел»
(г. Саратов), описан далее.

Рис. 96. Блок-схема датчика расхода модели 3095MV «Роземаунт»
Наряду с микроЭВМ, вычисляю-
щими расход с применением раз-
личных сужающих устройств, ши-
роко используют микроЭВМ вмес-
те с напорными, в том числе осред-
няющими трубками (см. гл. 5).

Датчик расхода модели 3095MV
функционально делится на модуль
сенсора и модуль электроники
(рис. 96).

Многопараметрический модуль
сенсора датчика расхода одновре-
менно измеряет три технологичес-
ких параметра и включает в себя
высокоточные емкостный сенсор
для измерений перепада давлений
и пьезоресистивный сенсор для из-
мерений абсолютного давления;
кроме того, имеется вход для под-
ключения четырехпроводного тер-
мосопротивления при измерении

Рис. 97. Датчик «Гиперфлоу-ЗП»

температуры процесса. Микропроцессор, расположенный в моду-
ле сенсора, обеспечивает линеаризацию и коррекцию показаний

сенсоров.

Модуль электроники воспринимает от модуля сенсора три скор-
ректированные цифровые переменные процесса и с помощью соб-
ственного микропроцессора проводит вычисление расхода, ском-
пенсированного по давлению и температуре. На выходе модуля
формируется сигнал 4-20 мА, который можно использовать с тра-
диционными приборами. Кроме того, модуль электроники обес-
печивает также коммуникацию по HART-протоколу с програм-
мой Engineering Assistant, установленном на персональном ком-
пьютере HART-коммуникатором или другим устройством HART
путем наложения цифрового сигнала на токовый 4—20 мА.

Диапазоны измерений перепада давления:

Код диапазона....................

Верхние границы пределов диапазо-
на измерений (ВГД), кПа.........

Пределы измерений сенсора, кПа. . .
Предел основной преведенной по-
грешности, %....................

Стабильность, %..................

0,62-62,2 (1 : 100)

-62,2-62,2

2,48-206 (1 : 83)

-206-206

±0,075 для шкал от 1 : 1 до 10 : 1 от ВГД
±0,1 от ВГД за 12 мес.

Кроме вычисления формул расхода при измерениях методом
переменного перепада давления микроЭВМ используют для сбора
и обработки информации от многих расходомеров с далеко распо-
ложенными друг от друга диафрагмами. «Гиперфлоу-ЗП» (рис. 97)
позволяет по двухпроводной линии связи до 1 км обеспечивать
питание до 10 комплексных датчиков (перепада давления, давле-
ния и температуры в каждом) и по этой же линии получать ин-
формацию о параметрах газа, воды и пара вычислять расход и
объем.

«Гиперфлоу-ЗП» имеет встроенную регулировку нуля первич-
ных преобразователей, самодиагностику, автоматическую настрой-
ку пределов измерения и цифровую индикацию параметров. От-
носительная погрешность в диапазоне температур газа от -30 до
+50 °C составляет 0,5 % в диапазоне расходов 10:1. Перепад
давления до 0,25 МПа, давление до 16 МПа.

Цифровой выход микропроцессора реализует М-BUS прото-
кол, внешний источник питания его от 24 до 36 В постоянного
тока, встроенный источник питания на 1,5 года работы. Вторич-
ный блок обрабатывает информацию и осуществляет связь с уда-
ленной головной ЭВМ.
Глава 10

КОМПЕНСАЦИОННЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ

10.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА

Компенсационными называются дифманометры, у которых пе-
ремещение чувствительного элемента воздействует на релейно-кон-
тактное или усилительное устройство, управляющее посторонним
источником энергии; этот источник создает противодействующую
силу, уравновешивающую усилие от измеряемого перепада давле-
ния. В результате чувствительный элемент дифманометра во всем
диапазоне измерения почти не меняет своего местоположения.

По роду уравновешивающих сил различают дифманометры с
компенсацией: пружинной, грузовой, пневматической и электри-
ческой.

По способу управления постоянным источником энергии ком-
пенсационные дифманометры разделяют на две группы. В пер-
вой из них контактно-релейное или усилительное устройство при
переходе порога чувствительности включает двигатель, изменяю-
щий противодействующую силу (натяг пружины, плечо груза) до
тех пор, пока она не уравновесит усилие от перепада давления.
При этом подвижная система в состоянии компенсации возвра-
щается в исходное нулевое положение (в пределах зоны нечув-
ствительности). В другой группе с помощью усилителя создается
противодействующая сила, которая зависит от измерительного
перемещения чувствительного элемента и связанной с ним под-
вижной системы прибора. Эта зависимость обычно пропорциональ-
на Др или -^Др . Следовательно, здесь чувствительный элемент и
подвижная система в состоянии компенсации не возвращаются в
исходное нулевое положение. Но у всех этих приборов отклонение
от нулевого положения ничтожно мало, так как полное измери-
тельное перемещение обычно меньше 1 мм. К первой группе отно-
сятся компенсационные дифманометры преимущественно с пру-
жинным и грузовым, а ко второй с пневматическим и электричес-
ким уравновешиванием.

Благодаря очень малому измерительному перемещению ком-
пенсационные дифманометры имеют много достоинств. Важней-
шие из них — быстродействие и существенное уменьшение вли-
яния упругих свойств чувствительных элементов (мембран, силь-
фонов) на точность измерения. Кроме того, отпадает необходи-
мость в сальниковом уплотнении выводного рычага, которое мож-
но заменить гибким сильфоном или мембраной. Одновременно
можно исключить трение в подшипниках, заменив их ленточны-
ми крестообразными подвесами. Все это благоприятно отражает-
ся на точности данных дифманометров, приведенная погрешность
которых не превосходит ±(0,5-г-1) %. Дополнительные их досто-
инства — компактность конструкции, малая металлоемкость и
легкость перехода на другой предел измерения путем изменения
соотношения плеч рычагов, к которым приложены силы, уравно-
вешивающие друг друга. Но для этих приборов требуется высо-
кое качество изготовления и они менее пригодны для работы в
тяжелых условиях эксплуатации, в частности в условиях запы-
ленной окружающей среды.

10.2. ДИФМАНОМЕТРЫ

БЕЗ УНИФИЦИРОВАННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ

Компенсационный метод можно реализовать в любых дифма-
нометрах как жидкостной, так и деформационной систем. Име-
ются конструкции компенсационных поплавковых, кольцевых и
колокольных жидкостных дифманометров. Их схемы приведены
в работе [012].

В первом из них поплавок связан стержнем с двумя железны-
ми сердечниками. При перемещении одного из них внутри индук-
тивной катушки возникает разность потенциалов в мостовой схе-
ме, вызывающая после усиления значительный ток в цепи солено-
ида, внутри которого находится второй сердечник. Магнитное поле
соленоида создает усилие, действующее на этот сердечник, которое
уравновешивает изменение гидростатического давления маномет-
рической жидкости на поплавок. Последний практически почти не
перемещается. Так как компенсационное усилие пропорционально
квадрату силы тока в соленоиде, то ток оказывается пропорцио-
нальным измеряемому расходу, и с помощью счетчика ампер-часов
можно измерять количество вещества.

В кольцевом дифманометре с грузовой компенсацией при выхо-
де кольца из нулевого положения замыкаются контакты реле, и
двигатель перемещает противодействующий груз по горизонталь-
ной штанге до тех пор, пока кольцо не вернется в исходное поло-
жение. В кольцевом дифманометре с пневматической компенсаци-
ей кольцо перемещает заслонку относительно воздушного сопла и
при этом меняет давление воздуха в сильфоне, создающем проти-
водействующий момент на горизонтальном рычаге.

Рассмотренные приборы не получили значительного примене-
ния. Несколько шире были распространены компенсационные двух-
колокольные дифманометры СДМ-2. В них при изменении пере-
пада давления замыкались контакты, включавшие двигатель, ко-
торый перемещал каретку пера и одновременно изменял натяг
противодействующей пружины до тех пор, пока колокола не воз-
вращались в нейтральное положение.

Большее значение имеют деформационные компенсационные
дифманометры. Одними из первых были освоены компенсацион-
ные мембранные дифманометры ДМК и двухсильфонные дифма-
Рис. 98. Принципиальная схема дифманометра
с пневматической компенсацией

нометры ИРКВФ [012].
Перемещение жесткого
центра вялой мембраны
у ДМК или сильфонов
у ИРКВФ вызывает пе-
ремещение плунжера в
индуктивной катушке.
Возникающий сигнал
проходит через усили-
тель и включает двига-
тель, перемещающий
стрелку прибора и рам-
ку ферродинамического
преобразователя дис-
танционной передачи и

одновременно изменяющий натяг винтовой противодействующей
пружины, которая возвращает мембрану или сильфоны в исход-
ное положение. Дифманометры ДМК рассчитаны на давление до
1,6 МПа и имеют Артах от 0,63 до 22 кПа. Класс точности этих
дифманометров 1. Дифманометр ИРКВФ был предназначен для
измерения расхода вязких жидкостей при давлении до 1 МПа и
температуре от 10 до 100 °C. В конструкции 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. 98.

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
заслонка 10 изменяет степень открытия сопла 11. Это вызывает
изменение давления рс в линии после дросселя 12, к которому
непрерывно подается воздух под постоянным давлением. Соот-
ветственно изменяется давление рк на выходе из пневмоусилите-
ля 13. Давление передается в сильфон обратной связи 15 и созда-
ет компенсационное усилие, передающееся через вспомогатель-
ный рычаг 8 и тягу 7 на силовой рычаг 3. Одновременно давле-
ние рк по линии 13, 14 поступает к сильфонному манометру и
служит показателем измеряемого перепада давления. Пружина
6 служит для настройки прибора, а демпфер 9 сглаживает коле-
бания. На основе этой схемы было разработано много дифмано-
метров, отличавшихся друг от друга чувствительными элемента-
ми и пределами измерения. Дифманометр ДМПК-4 имеет рези-
нотканевую мембрану и рассчитан на давление до 0,4 МПа и
Арщах от 0,025 до 0,4 кПа; ДМПК-100 имеет мембранный блок
(как у ДМ), предельное давление до 10 МПа и Артах от 0,63 до
1,6 кПа; ДСПК-4 имеет сильфоны, предельное давление до 0,4 МПа
и Аршах от 0,025 до 0,4 кПа. Более новый дифманометр (преобра-
зователь разности давления) 13ДД11 рассчитан на давление
2,5 МПа и Дртах 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 водоглицериновым
раствором. Материал мембран легированная сталь или тантал.
Он укомплектован унифицированным пневматическим преобра-
зователем, создающим компенсационное усилие на рычаге.

У дифманометров с электрической компенсацией чувствитель-
ным элементом может быть как резинотканевая мембрана, так и
мембранный блок.

Дифманометр ДМЭК-М имеет магнитоэлектрическую, а ДМЭК-Ф
ферродинамическую компенсацию. У них при изменении перепада
давления силовой рычаг перемещает сердечник индуктивного ин-
дикатора равновесия; при этом изменяется ток в катушке, нахо-
дящейся в поле постоянного магнита (у ДМЭК-М) или в поле
электромагнита (у ДМЭК-Ф). В результате изменяется сила, при-
ложенная к катушке, которая создает компенсирующий момент
на силовом рычаге; последний связан с рычагом, на котором под-
вешена катушка. Дифманометры ДМЭК-М и ДМЭК-Ф в отличие
от дифманометров с пневматической компенсацией не получили
широкого распространения. Вместо них стали выпускаться диф-
манометры с унифицированными электрическими преобразовате-
лями. Более подробные сведения по компенсационным дифмано-
метрам, не имеющим унифицированных преобразователей, даны
в работе [012].

10.3. УНИФИЦИРОВАННЫЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ
И ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ

Рассматриваемые преобразователи разработаны в НИИтепло-
прибор. Они создают компенсационный момент на силовом рыча-
ге и пригодны для сочетания с различными дифманометрами —
колокольными, мембранными и сильфонными.

Принципиальная схема унифицированного пневматического
преобразователя показана на рис. 99. Чувствительный элемент
дифманометра (колокол, мембрана, сильфон) воздействует на си-
ловой Т-образный рычаг 1 по любому из направлений, которые
указаны стрелками А, Б и 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 пнев-
моусилитель 16 и дроссель 11. Если заслонка 6 приближается
к соплу 5, то давление в нем и в камере 12 возрастает. При этом
мембраны 10 и 13 из прорезиненного полотна перемещают кла-
Рис. 99. Принципиальная схема унифицированного
пневматического преобразователя

пан 8 вверх, прикрывая отверстие для сброса воздуха, а клапан 15
вниз, открывая отверстие для поступления воздуха. Благодаря
этому давление в камерах 9 и 14 возрастает настолько же, на-
сколько оно возросло в камере 12, что определяется постоянством
усилий пружин, действующих на мембраны 10 и 13. Следова-
тельно, и перепад давления на дросселе 11 будет постоянным. Это
постоянство, а также малый диаметр отверстия дросселя (0,4 мм)
обеспечивают малый расход воздуха через сопло, имеющее диа-
метр отверстия 0,7 мм, и очень малый (0,01 мм) полный ход
заслонки 6. Давление в камерах 9 и 14 — выходной сигнал пре-
образователя. Оно поступает к измерительному прибору и в силь-
фон обратной связи 7, который создает компенсирующий момент
на рычаге 1 через промежуточный рычаг 3 и упор 4. Последний
можно перемещать для регулирования передаточного числа. Пру-
жина 2 служит для регулировки нуля. К преобразователю пода-
ется воздух, прошедший фильтр для очистки от масла и механи-
ческих примесей и редуктор, поддерживающий давление р =
= (0,14±0,014) МПа.

Принципиальная схема унифицированного электросилового
преобразователя изображена на рис. 100. Чувствительный элемент
дифманометра действует на левый конец рычага 2 (рис. 100, а),
уплотненного гибкой мембраной 1, и через тягу 3 и рычаг 4 вы-
зывает поворот силового рычага 5 и промежуточного рычага 7
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 уси-
Рис. 100. Принципиальная схема унифицированного электрического пре-
образователя: а — линейного; б — квадратичного

ления 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 1# вызывает появление усилия, при-
ложенного к рычагу 15 и далее через рычаг 7 и упор 8 к силовому
рычагу 5, которое уравновешивает усилие от перепада давления.
Упор 8 можно перемещать для изменения передаточного числа.
Пружина 6 служит для регулировки нуля. В рассмотренном пре-
образователе сила выходного тока пропорциональна перепаду дав-
ления.

Чтобы получить выходной ток, пропорциональный расходу, при-
меняют преобразователь, имеющий другой силовой элемент обрат-
ной связи, изображенный на рис. 100, б. Он состоит из ярма, со-
бранного из пластин из пермаллоя, на котором надета катушка.
В нее так же, как и в подвижное ферромагнитное кольцо, укреп-
ленное на конце двуплечего рычага 15 (см. рис. 100, а), поступает
ток i из усилителя. Поэтому сила втягивания, действующая на
ферромагнитное кольцо, пропорциональна квадрату силы тока I,
а сам ток i пропорционален т. е. расходу. Сопротивление
нагрузки не более 25 кОм при imax = 5 мА. Потребляемая мощ-
ность 15 Вт.

10.4. КОМПЕНСАЦИОННЫЕ ДИФМАНОМЕТРЫ
С УНИФИЦИРОВАННЫМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ

Имеются колокольные, мембранные и сильфонные компенса-
ционные дифманометры с унифицированными пневматическими
и электрическими преобразователями. Все они бесшкальные. Ко-
локольные дифманометры рассчитаны на давление до 0,25 МПа,
мембранные — до 0,25 МПа и 1 МПа и сильфонные — до 32 МПа.

Колокольные компенсационные дифманометры. Разновидно-
сти колокольных компенсационных дифманометров с унифици-
рованными преобразователями: ДК0-Э1 с электрическим линей-
ным выходным сигналом, ДК0-Э2 с электрическим квадрати-
ческим выходным сигналом. Избыточное давление 0,25 МПа.
Устройство перечисленных дифманометров аналогично устрой-
ству дифманометра ДКО, но в компенсационных дифманометрах
колокол передает свое усилие Т-образному рычагу унифициро-
ванного силового преобразователя.

Мембранные компенсационные дифманометры. Элемент, вос-
принимающий перепад давления, — резинотканевая мембрана 12
(рис. 101), которая укреплена между фланцами 11 и 13. Ее жест-
кий центр состоит из двух плоских 8 и двух конусных 9 дисков,
стянутых штоком 16 и гайками 15. При этом достигается необ-
ходимая прочность при односторонней перегрузке. Две плоские
пружинные подвески 14, скрепленные со штоком 16, предотвра-
щают провисание мембраны под действием своего веса, но не
мешают ее осевому перемещению, которое с помощью ленточной
тяги 7 вызывает поворот выводного коленчатого рычага 6, уплот-

Рис. 101. Компенсационный дифманометр с вялой мем-
браной ДМ-Э и ДМ-П
Рис. 102. Сильфонный дифманометр с пневма-
тической компенсацией ДС-П

ненного одногофровой ме-
таллической мембраной 5.
Две упругие вертикальные
ленты не позволяют рыча-
гу 6 перемещаться вдоль
своей оси при изменении
давления pi, действующе-
го на мембрану, но не пре-
пятствуют его повороту.
Верхний конец коленчато-
го рычага 6 соединен с
Т-образным рычагом пнев-
матического (см. рис. 99)
или электрического (см.
рис. 100) унифицирован-
ного преобразователя 1. В
паз колодки 2 преобразо-
вателя входит выступ ко-
лодки 3 дифманометра, и
обе колодки соединяются
конусным болтом 4. От-
верстия, закрываемые
пробками Юк 17, служат
для слива конденсата и

продувки дифманометра и
импульсных трубок. На
рисунке 18-20 — рукоят-

ки игольчатых клапанов. Разновидности мембранных компенса-
ционных дифманометров: ДМ-П1 и ДМ-П2 — с пневматическим
линейным преобразователем, ДМ-Э1 и ДМ-32 — с электрическим
линейным преобразователем, ДМ-ЭР1 и ДМ-ЭР2 — с электричес-
ким квадратическим преобразователем. Дифманометры ДМ-П1,
ДМ-31 и ДМ-ЭР1 рассчитаны на предельное давление 0,25 МПа и
△Ртах’ равный 0,1, 0,16, 0,25, 0,40, 0,63 и 1,0 кПа. Дифманометры
ДМ-П2, ДМ-32 и ДМ-ЭР2 рассчитаны на давление до 1 МПа и
ДРтах» равный 1,0,1,6, 2,5, 4,0 и 6,3 кПа. Приведенная предельная
погрешность выходного пневматического (0,02-0,1 МПа) или элек-
трического (0-5 мА) сигнала ±(1-5-1,5) %. Дифманометры предна-

значены для измерения расхода газа.

Сильфонные компенсационные дифманометры. На рис. 102
изображена схема двухсильфонного компенсационного дифмано-
метра типа ДС-П с пневматическим унифицированным преоб-
разователем. На этом рисунке обозначено через: 1 и 16 — сильфо-
ны, воспринимающие перепад давления; 2 к 15 — днища сильфо-
нов; 3 — мембрана, уплотняющая выводной рычаг 13; 4 — колод-
ка, 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. 96, 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 основа-
нии 14 и траверсе 12, с которой соединен рычаг 13, удерживают его
от осевого перемещения при воздействии на мембрану 3 рабочего
давления. Точно так же устроен и сильфонный блок компенсаци-
онного дифманометра ДС-Э с электрическим унифицированным
преобразователем.

В зависимости от предельных перепадов давления имеется не-
сколько модификаций двухсильфонных дифманометров: ДСП-3,
ДС-ЭЗ и ДС-ЭРЗ (с квадратическим преобразователем) на преде-
лы — 4, 6,3, 10, 16 и 25 кПа; ДСП-4, ДС-Э4 и ДС-ЭР4 на преде-
лы — 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 давление 40 МПа.
Для измерения расхода азотной кислоты, водного раствора сер-
ной кислоты, аммиака, водорода, кислорода, аммиака с фтористы-
ми соединениями, сульфата аммония и оксидов азота имеются
сильфонные дифманометры с пневматической компенсацией,
у которых сильфоны и детали, соприкасающиеся с измеряемым ве-
ществом, изготовлены из специальных материалов. Их измеритель-
ные блоки выполняют в двух вариантах: на давление до 0,4 МПа и
на давление до 32 МПа. Первые имеют не два, а лишь один силь-
фон, воспринимающий изменяемый перепад давления. Жесткий
центр сильфона связан ленточной тягой с выводным рычагом.
Для уплотнения служит одногофровая металлическая мембрана.
Глава 11

ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА ДВУХФАЗНЫХ ВЕЩЕСТВ

11.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ДВУХФАЗНЫХ ПОТОКОВ

Двухфазные вещества могут быть трех типов: смесь жидкости
и твердой фазы, смесь газа и твердой фазы и смесь жидкости
с газом или паром. К первым из них относятся различные гидро-
смеси или пульпы. Они встречаются часто. Гидротранспорт пере-
мещает по трубам каменный угол и торф, мелкоизмельченную руду
и горные породы, каолин и целлюлозу, калийные и кальциниро-
ванные соли, строительные растворы и бетонные смеси, древесную
и бумажную массу, различные шламы, песок, грунт и многие дру-
гие материалы. Смесь газа с твердой фазой имеет место при дви-
жении по трубам пылеугольного топлива и при пневмотранспор-
те муки, цемента и других подобных веществ. Газонасыщенная
нефть и влажный пар — примеры двухфазной смеси третьего типа.

Измерение расхода двухфазных веществ имеет свои особенно-
сти и трудности, связанные с негомогенностью состава смеси, раз-
личием скоростей отдельных фаз, а также их концентрацией и
структурой^.

Из-за негомогенности структуры концентрация отдельных фаз
нередко меняется по длине трубы, и поэтому измерение мгновен-
ного расхода имеет небольшое практическое значение. В этом слу-
чае лишь среднее значение расхода за некоторый интервал време-
ни может правильно характеризовать двухфазный поток. Мини-
мальный интервал осреднения зависит от структуры потока и для
газожидкостных веществ может достигать в некоторых случаях
90-100 с. Далее средняя скорость тяжелой фазы, как правило,
меньше скорости легкой фазы. Это серьезно усложняет определе-
ние как среднего расхода смеси, так и расхода его отдельных фаз и
приводит к необходимости различать истинную и расходную кон-
центрацию фаз, а также истинную и расходную плотность смеси.

Истинная концентрация или доля одного из компонентов сме-
си, например тяжелого, — отношение объема VT или массы Мг =
= Утрт этого компонента к общему объему Vc = VT + Vn или общей
массе Мс = Гтрт + Глрл смеси соответственно в отрезке трубы,
длина которой L должна быть достаточна, чтобы обеспечить пра-
вильное соотношение среднего содержания той и другой фазы. Здесь
Ул — объем легкого компонента смеси, а рл и рт — плотности
легкого и тяжелого компонентов. Связь между концентрациями
обоих компонентов определяется уравнениями:

Фо ~ 1 ~ Ло» Фт = 1 ~ Лт>
где сро и (рт — соответственно объемная и массовая концентрации
легкого компонента; Т]о и Г|т — то же тяжелого компонента.
Зависимости для расходных объемной <5О и массовой 8т кон-
центраций тяжелого и соответственно объемной Ро = 1 - бо и
массовой Pm = 1 - бт концентраций легкого компонента смеси
будут иметь вид:

$о = Qo.t/Qo.c» = ^тпт/^тпс’

Ро = *7о.л/9о.с’ Рт ~ Qmji/Qmc ’

где q0т, qoл, qo с, qmr, qmjl, qmc — объемные и массовые расходы
тяжелого, легкого компонентов и смеси соответственно.

Связь между истинными и расходными концентрациями опре-
деляется формулами:

5О = Ло^т/^с’ ~ Лт^т/^с»
Ро = Фо^л/^с; Рт = ФЛ/ус>

где i>T, ол и vc — средние скорости тяжелого, легкого компонентов
и смеси соответственно.

Так как обычно ил > vc > от, то расходные концентрации 8О и 8т
тяжелого компонента меньше истинных Т]о и Цт, а легкого ком-
понента, наоборот, больше истинных, т. е. Ро > <ро и > (рт. Так,
в газожидкостных потоках при значительных скоростях vc смеси
скорость газа v„ = (1,2-:1,25)ос. Соответственно фо = (0,8+0,83)Ро.
При малых скоростях разница между фо 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 Т]'т — массовую истинную, Т)'о — объем-
ную истинную, 8'т — массовую расходную и 8'о — объемную рас-
ходную концентрацию тяжелой фазы.

Истинную плотность рс смеси можно определять по уравнению

Рс ~ Рт — Фо (Рт — Рл)’

а расходную рс. р — по уравнению

Рс. р = Рт - Ро(Рт — Рл)'

Вычитая последнее уравнение из предыдущего, получим рс-
- Рс. р = (Ро “ Фо)/(Рт “ Рп)’ откуда следует, что расходная плотность
рс. п меньше истинной рс, так как Ро > фо.

Структура двухфазного потока зависит от многих обстоя-
тельств: скорости потока, диаметра трубопровода, его расположе-
ния в пространстве и процентного содержания той или другой
фазы. Это особенно резко выражено для смесей жидкости с га-
зом или паром (рис. 103).

Если концентрация одной из фаз мала, то получим дисперс-
ную или пузырьковую структуру, при которой капли жидкости
(или пузырьки пара) равномерно распределены в паре (или жид-
кости) — рис. 103, б, з. С увеличением доли жидкости начинают-
ся расслоение фаз и появление раздельного течения. При верти-
кальной трубе жидкость все в большей степени располагается в

16 П. П. Кремлевский
Пар

KtMWian

Жидкость

Снаридно-
кольцедая

Пузырькодо—
снарядная

Диспярсионна-
кольцевая

Дисперсная
(капли жив-
ности)

Провковая
(снарядная)

Пузырьковая
(пузырьки газа)

Рис. 103. Структуры парожидкостного потока в вертикаль-
ной трубе (а—-и) и газожидкостного потока в горизонтальной
трубе (к—п)

виде кольцевого слоя вдоль стенок, а в средней части еще сохра-
няется дисперсионно-капельная структура. Такую переходную
структуру называют дисперсионно-кольцевой (рис. 103, в). При
дальнейшем увеличении доли жидкости в смеси наступает пол-
ностью расслоенное течение, которое в вертикальной трубе имеет
кольцевую структуру (рис. 103, г), центральная часть заполнена
одним паром или газом. В горизонтальной трубе при расслоен-
ном течении нет кольцевого слоя жидкости. Последняя под дей-
ствием сил тяжести все в большей мере опускается вниз и дви-
жется по нижней части трубы, а в верхней ее части перемещают-
ся пар или газ вместе с еще не осевшими каплями жидкости
(рис. 103, к). С увеличением скорости потока и одновременным
возрастанием доли жидкости на поверхности раздела фаз начи-
нают возникать волновые гребни (рис. 103, л и м). Они растут
с увеличением скорости и начинают рассекать на отдельные час-
ти поток пара или газа, движущийся в центре вертикальной трубы
(рис. 103, д) или в верхней части горизонтальной трубы (рис. 103, м).
Так возникает пробковая или снарядная структура потока
(рис. 103, е и н). Здесь пар или газ перемещаются в виде отдель-
ных пробок или пузырей, перекрывающих полностью или частич-
но сечение трубы. Их частота (от доли 1 Гц до 4-5 Гц) зависит от
скорости потока пс, или, точнее, от числа Фруда Fr = v2c/(gD) (где
g — ускорение силы тяжести; D — диаметр трубы), и от расход-
ного газосодержания Ро. При дальнейшем росте доли жидкости
газовые пробки уменьшаются в размере, переходя частично в мел-
кие газовые пузыри. Возникает пузырьково-снарядная структу-
ра (рис. 103, ж и о), которая затем переходит в пузырьковую.
В вертикальной трубе пузырьки распределены равномерно по се-
чению (рис. 103, з), а в горизонтальной они движутся в верхней
части (рис. 103, п).

При увеличении доли газа в смеси имеем обратную картину
перехода от жидкостного однофазного потока (рис. 103, и) к пу-
зырьковой (рис. 103, з и п), пузырьково-снарядной (рис. 103, ж и о) и
пробоковой или снарядной структуре (рис. 103, е и н). При дальней-
шем увеличении газосодержания в потоке, сопровождающемся
обычно увеличением средней скорости газа, происходит переход
от пробковой структуры к расслоенному течению, вначале с вол-
нами на границе раздела фаз (рис. 103, л и м). Амплитуда этих
волн уменьшается по мере увеличения доли газа тем раньше, чем
меньше средняя скорость потока, и поверхность раздела фаз ста-
новится гладкой (рис. 103, к). Затем наступает дисперсная струк-
тура (рис. 103, б) и при полном отсутствии жидкости образуется
однофазный поток (рис. 103, а).

В промышленных трубопроводах наиболее распространена
пробковая структура потока. Подробнее о структуре двухфазных
потоков см. в работах [9, 11, 15, 20, 23, 34].

11.2. ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА ДВУХФАЗНЫХ ПОТОКОВ
РАСХОДОМЕРАМИ С СУЖАЮЩИМИ УСТРОЙСТВАМИ

Было выполнено много работ по применению расходомеров
с сужающими устройствами для измерения расхода различных
двухфазных веществ: водогрунтовой смеси [14, 16], влажного пара
[1, 8, 22], смеси твердой фазы с газом [18, 24], а также нефтегазо-
вых и водовоздушных потоков [12]. Из этих работ следует, что
расходомеры с сужающими устройствами не универсальное сред-
ство для измерения расхода любых двухфазных веществ, при
любом соотношении легкой и тяжелой фаз. Но эти расходомеры
пригодны в определенных условиях при правильном выборе под-
ходящего 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 дальней-
шем расширении потока скорость его тяжелой фазы снижается
меньше, чем легкой, и первоначальная концентрация фаз восста-
навливается. Поэтому неправильно определять расход по извест-
ной формуле для однофазного вещества, подставляя в нее истин-
ную рс или расходную рс. р плотность смеси. Чем короче осевая
длина, на которой происходит ускорение потока, тем меньшая
часть потенциальной энергии или, иначе, перепада давления за-
трачивается на ускорение тяжелой фазы. У диафрагмы эта длина
минимальна. У таких веществ, как пылеугольная смесь или влаж-
ный насыщенный пар, имеющих большую разность плотностей
тяжелой и легкой 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 тяже-
лой фазы. Поэтому 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 воздуш-
ным потоком. Для этой цели лучше всего подходит труба Венту-
ри, имеющая относительно длинный участок, на котором проис-
ходит сужение потока. Сопло занимает промежуточное положе-
ние между диафрагмой 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 [8] следующее уравнение для определения массового
расхода двухфазной смеси:

Чт = AaEF0V2pc(Pi - Р2)> (86)

где k = (1 - Т]то)~0’5; Х]т — истинная массовая концентрация тяже-
лого компонента; рс — истинная плотность смеси Ч

Эта формула справедлива, когда плотность тяжелой фазы рт во
много раз больше плотности рл легкой фазы, т. е. при рт » рс и
когда г\т не слишком велика (У}т< 0,2+0,3). От известной форму-
лы расхода для однофазного вещества она отличается лишь мно-
жителем k, который может быть представлен в виде

йт = 1 + ат]т,

’в одной зарубежной работе [46] со ссылкой на нашу работу [14] приведена
неправильная модификация формулы (86), по которой построен график зависимо-
сти множителя k от влажности пара Т)т. В связи с этим там же предлагается для
множителя k неверная формула k = 1 + 1,115 т;т.
где a = nm1[(l-nm1)-l]-

При возрастании г\т от 0,02 до 0,2, т. е. в 10 раз, коэффициент
а увеличивается только от 0,5 до 0,59.

При рл « рт имеем рл=рс (1 - Г|т) и, следовательно, fep°’5 = [рл / (1 -
- Пт)]0’5- Подставляя это значение fep®’5 в формулу (86), получа-
ем qm = 9тл/(1 - Пт)> где

<7тл = аеГ0Л/2рл(Р! - р2). (87)

Эта формула наглядно указывает, что при сделанных допуще-
ниях перепад давления, создаваемый диафрагмой, затрачивается лишь
на ускорение легкой фазы. Для определения ее расхода не требует-
ся измерения Г|то, т. е. степени влажности пара.

Справедливость формул (86) и (87) была подтверждена опыта-
ми с влажным паром [1], при которых расход воды, подаваемой в
слабо перегретый пар, и сконденсированного пара определяли с
помощью мерных баков. Опыты проводили на трубе с внутренним
диаметром 69 мм при давлении пара от 0,2 до 0,5 МПа и различ-
ной влажности пара, доходившей до 50 %. Испытывали диафраг-
мы и сопла с различными значениями относительной площади т.
В результате обработки данных 70 опытов с диафрагмами, имев-
шими т, равными 0,1, 0,2, 0,3 и 0,4, была получена [8] формула
для поправочного множителя:

k = 1 + 0,56т]т, (88)

справедливая при Г|т < 0,3, т. е. при влажности пара до 30 %.
Среднеквадратическое отклонение ст = 0,56 %. Полученная экспе-
риментально формула (88) для множителя k согласуется с теоре-
тической формулой для kT и дает среднее значение k = 0,56, соот-
ветствующее теоретическим границам для k от 0,5 до 0,59. Об-
работка экспериментальных данных зарубежных опытов Чисхолма
[22] также подтверждает справедливость теоретической форму-
лы. Это видно из табл. 28, где даны значения множителя k по
теоретической формуле, экспериментальной формуле (88) и рабо-
те Чисхолма. Опыты с соплами дали менее определенные резуль-

Таблица 28

Значения поправочного множителя k прн измерении влажного пара

% Значения k
по формуле для Л. по формуле (88) по Чисхолму (22]
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 —
Рис. 104. Зависимость попра-
вочного множителя k от га-
зосодержания Р при раз-
личных т:

1 — zn - 0,1; 2 — m = 0,2; 3 — т =
= 0,3; 4 — т = 0,5; 5 — m = 0,1;

6 — т = 0,425

таты. Таким образом, для измерения
расхода сухой части влажного пара при
влажности не более 20-30 % следует ре-
комендовать применение стандартных
диафрагм. Подобная рекомендация на
основании работ [1, 8] дана в правилах
РД 50-213-80.

Все сказанное справедливо также и
для смесей газа и жидкости, если массо-
вая концентрация последней не превос-
ходит 20-30 %, а значит, объемная ее

концентрация составляет лишь доли
процента. Но обычно подобные смеси,
в частности нефтегазовые, характеризу-
ются обратным соотношением фаз.
В них массовая концентрация газа со-
ставляет лишь доли процента и поэто-

му газожидкостные смеси характеризу-
ются обычно не массовыми, а объемными концентрациями фаз.
При этом значения концентраций жидкости и газа вполне соиз-
меримы друг с другом, а в ряде случаев объемная концентрация
жидкости превосходит объемную концентрацию газа. В этих ус-

ловиях очень трудно делать выводы о степени различия ускоре-
ния одной фазы от другой при проходе через диафрагму и остает-
ся лишь экспериментальный путь определения пригодности по-
следней для измерения расхода газожидкостных смесей при раз-
личных значениях объемных концентраций жидкости и газа. По-
добные эксперименты были выполнены в Грозненском нефтяном
институте [12]. На водовоздушных смесях испытывали диафраг-
мы с т, равными 0,1, 0,2, 0,3 и 0,5, на трубе, имевшей!) = 50 мм, при
давлении после диафрагмы 0,14 МПа. Объемное содержание воз-
духа Ро равно 0,2, 0,4, 0,6, 0,8, 0,9, 0,95 и 0,98. Кроме того, испыты-
вали 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 определить по формуле

9о = ЛосР0^2Др/рс р

где k — поправочный множитель, зависящий от Ро, Ap/pi, т и
свойств вещества смеси; рс. р — расходная плотность смеси.

На рис. 104 приведена зависимость k от Р при различных т.
Кривые 1-4 относятся к воздуховодяным, а 5-6 — к нефтегазо-
вым смесям. С увеличением Ро коэффициент k возрастает снача-
ла незначительно, а потом все более стремительно, достигая мак-
симума при Ро = 0,95-^0,98, после чего резко падает. Характер
кривых в этой последней части соответствует формуле для feT, из
которой следует, что по мере уменьшения т|т, т. е. по мере увели-
чения Ро, множитель k уменьшается. Множитель k тем больше,
чем меньше т и чем больше Ар. Это связано с тем, что с увеличе-
нием Др все сильнее проявляется разница ускорений в диафраг-
ме между отдельными фазами. При т > 0,5 и Ро в пределах от 0
до 0,6 коэффициент k отличается от единицы не более, чем на 3-
5 %. Но увеличение отношения Др/Pi 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 водовоздушных 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-
тывали различные комбинации сужающих устройств. Две из них
показаны на рис. 105 [18]. На одной из них (рис. 105, а) имеются
две одинаковые трубы Вентури, через первую проходит воздух, пос-
ле чего в трубопровод подается пылеугольное топливо или другое
твердое вещество, а через вторую трубу проходит уже двухфазная
смесь. В другой схеме (рис. 105, б) двухфазная смесь проходит
последовательно через диафрагму и затем через трубу Вентури.
Перепад в диафрагме Дрл создается только в зависимости от расхо-
да легкой фазы (воздуха), чем еще раз подтверждается справед-
ливость формулы для рл. Разность перепадов давления Дрдф -
- Дрл между трубой Вентури и первым сужающим устройством,
как экспериментально доказано в работе [24], пропорциональна
массовой расходной концентрации твердой фазы и перепаду Арл

ЛРдф“ДРл =МтДРл>

Рис. 105. Схемы измерения смеси твердой и газообразной
фаз: а — с помощью двух труб Вентури; б — с помощью
диафрагмы и трубы Вентури
где kn — коэффициент пропорциональности, зависящий от свойств
твердой фазы и формы сужающего устройства.

Для массовых расходов легкой qmji и тяжелой qmT фаз имеем
зависимости:

Чтл = > Чтт = ^ттЯтп'

где k — постоянная величина.

Решая эти уравнения совместно с предыдущим, получим

Qmr = Рл^АРдф — ДРл)/ ^п9о.л'

Откуда следует, что расход тяжелой фазы прямо пропорциона-
лен дополнительному перепаду давления (Дрдф - Дрл), создаваемо-
му ею, и обратно пропорционален объемному расходу легкой фазы
(воздуха) <70.л. Справедливость этого подтверждена опытами по
измерению расхода смеси воздуха с алюминиево-силикатным по-
рошком, имеющим плотность 2450 кг/м3 [24]. Диаметр трубопро-
вода D = 17 мм. Применяли трубы Вентури с т = 0,3142 и т =
= 0,558 и порошки разной дисперсности от 12 до 208 мкм; кон-
центрация порошка цт изменялась от 0,39 до 0,89. Трубы Венту-
ри устанавливали как на горизонтальном, так и на вертикальном
участках трубопровода. Значения коэффициента kn = 0,31-5-0,33 при
вертикальной трубе с ходом потока снизу вверх и /гп = 0,21-5-0,27
при горизонтальной трубе, причем большие значения соответству-
ют меньшим т.

Хотя ускорение тяжелой фазы в трубе Вентури и имеет место
в отличие от диафрагм, но оно невелико. Как показывает обработ-
ка данных [24], твердые частицы проходят через горловину трубы
Вентури со скоростями, немного превосходящими их начальные
скорости и значительно меньшими, чем скорости легкой фазы.
Аналогичные результаты получены позднее. 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 Дрдф в трубе Вентури и коэффициент /гп
зависят от размера и плотности твердых частиц. В работе [28]
рекомендуется учитывать это с помощью числа Стокса и отноше-
ния массовой скорости частиц к массовой скорости газа.

В работе [5] показана возможность измерения расхода как лег-
кой, 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 участ-
ке трубопровода длиной 2D до и (5+6)П после сужающего устрой-
ства. Авторы рекомендуют применять для этой цели сопло сече-
нием четверть круга, обеспечивающего измерение расхода возду-
ха с погрешностью не более ±2 %, а пыли — с погрешностью не
более ±2,5 %, при длине прямого участка трубы не менее (15-s-40)D
и отсутствии отложения пыли.

Расходомеры с сужающими устройствами нередко служат и
для измерения расхода гидросмесей или пульп, особенно водо-
грунтовых. Но здесь выводы из различных работ не однозначны,
а иногда даже и противоречивы. В качестве сужающего устрой-
ства для измерения расхода гидросмесей или пульп применяют
обычно трубу Вентури и сегментные диафрагмы, не имеющие мерт-
вых зон, в которых могли бы выпадать осадки. Для сегментной
диафрагмы это справедливо при установке ее в горизонтальной
трубе с верхним расположением сегмента. Учитывая возмож-
ность повышенного износа твердой фракцией, особенно если она
обладает абразивными свойствами, в необходимых случаях, в гор-
ловине трубы Вентури помещают цилиндрическую вставку из
твердого материала, а иногда при больших диаметрах внутрен-
нюю поверхность трубы Вентури, за исключением диффузора,
покрывают с помощью клея листовой резиной. У сегментной же
диафрагмы, чтобы избежать быстрого износа острой входной кром-
ки, следует притуплять ее, снимая маленькую фаску или образуя
радиус закругления кромки, равный 0,3 мм. Для защиты импульс-
ных трубок от засорения промывают их водой, непрерывно или
периодически, либо же применяют гибкие разделительные перего-
родки из полиэтилена, тонкой резины и т. п.

Трубы Вентури требуют во много раз меньшие длины прямых
участков трубопроводов, чем сегментные диафрагмы, имеют мень-
шие погрешность коэффициента расхода и потерю давления. Но
сегментные диафрагмы значительно проще в изготовлении и мон-
таже. Область допустимых чисел Рейнольдса у них больше, а по-
теря давления может быть сведена до малого значения при боль-
шем относительном значении площади (вплоть до 0,9-0,95).

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 [16] 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 [14],
скорость легкой фазы t>c приблизительно в два раза выше скорос-
ти vT тяжелой фазы. В одних работах [14] рекомендуется в расчет-
ную формулу подставлять не истинную рл, а расходную рс р плот-
ность смеси, в других же [16] брать коэффициент расхода а на 2-4 %
выше, чем для однофазной среды. То и другое увеличивает рас-
четное значение объемного расхода q0 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 ра-
боты.

Наряду с трубами Вентури для измерения расхода водогрунто-
вых и других гидросмесей могут найти применение сегментные
диафрагмы. В работе [10] они были исследованы на трубах диа-
метром 105 и 143 мм при т от 0,5 до 0,965 и плотности гидро-
смеси рс, равной 1020, 1100 и 1200 кг/м3. Опыты показали, что
с увеличением плотности гидросмеси несколько возрастает коэф-
фициент расхода а (примерно на 1 % при рс = 1100 кг/м3 и на 2 %
при рс = 1200 кг/м3, при этом в формуле объемного расхода при-
нимали не истинную, а расходную плотность смеси. Опыты про-
водили при фланцевом методе отбора давлений, причем расстоя-
ния от точек отбора до плоскостей диафрагмы равнялись 0/8.
При угловом методе отверстия для отбора засорялись твердыми
частицами.

В работе [20] рассмотрен метод измерения расхода водопесча-
ной смеси с помощью вертикального сопла особой формы и па-
раллельного измерения концентрации смеси.

На конференции Flomeko в Сеуле в 1993 г. были представлены
две работы, проведенные в Индии, по измерению расхода густых
смесей пульп, получаемых в процессе производства меди, цинка и
стали. Исследовали на трубе Вентури диаметрами 100 и 60 мм,
с секторной диафрагмой, имевшей в нижней части секторное отвер-
стие с относительной площадью т от 0,2 до 0,6 при D = 75 мм.
Максимальная массовая концентрация пульп из угольных отходов
стального производства (р = 1,48 кг/м3) и отходов цинкового про-
изводства (р = 2,85 кг/м3) доходила до 57 %. У трубы Вентури при
высокой концентрации смеси коэффициент истечения был на 2 %
выше, чем на воде. У секторной диафрагмы коэффициент истече-
ния уменьшается как с ростом концентрации, так и с уменьшени-
ем р. Для измерения расхода пульп из отходов медных рудников в
процессе экстракции металла (р = 2,82 кг/м3) и гидроциклонной
обработки (р = 2,70 кг/м3) был применен особый тип сужающего
устройства клинообразной формы с углами при вершине 60 и 90°
(см. п. 4.1). Это устройство вваривают в верхнюю часть трубопро-
вода, оставляя для прохода пульпы его нижнюю половину. С воз-
растанием концентрации твердого вещества коэффициент расхода
возрастает: при угле 60° на 8 %, при угле 90° на 7,4 %, достигая
максимума при массовой концентрации 12 %. При дальнейшем
возрастании последней коэффициент расхода не меняется.

11.3. ИЗМЕРЕНИЕ ОБЪЕМНОГО РАСХОДА
ИЛИ СКОРОСТИ ДВУХФАЗНОЙ СРЕДЫ
С КОРРЕКЦИЕЙ НА ПЛОТНОСТЬ

Одновременное измерение объемного расхода или средней ско-
рости потока совместно с измерением его плотности с успехом
применяют для определения массового расхода однофазных 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 измере-
ния расхода находит применение при гидро- и пневмотранспор-
те. В этих случаях обычная цель измерения — определение мас-
сового расхода твердого компонента qmT, транспортируемого во-
дой или воздухом. Если допустить равенство скоростей тяжелого
и легкого компонентов смеси, то для определения qmT через объем-
ный расход смеси qo с имеем зависимость

QmT = OmPcQo. с’

Подставляя в нее значение т)т = рт (рс - рл)/рс (рт - рл), полу-
чим

QmT = (Рс — Рл) Qo. с»
где k = рт/(рт - рл).

Из этого уравнения следует, что, зная плотности тяжелой и
легкой фаз, путем измерения qo с и плотности смеси рс можно
найти расход qmT твердого компонента. Данное уравнение спра-
ведливо при сильном измельчении твердого компонента, когда
его скорость vT очень близка к скорости легкой фазы ил. Для
угольного порошка, транспортируемого воздухом [31], при разме-
ре частиц 5, 10, 20, 40, 60 и 80 мкм отношение иТ/ил (%) будет
соответственно равно 99,7, 99,6, 99,4, 99,2, 98,6 и 97,8. Следова-
тельно, если размер частиц не превышает 50 мкм, то скорость ит
отличается от ол не более, чем на 1 %. С увеличением диаметра
трубы и скорости потока от становится еще ближе к ил. Но при
значительных размерах твердых частиц возникает заметное раз-
личие скоростей от и ил, причем с увеличением концентрации
твердой фазы эта разница сперва возрастает, а затем падает [29].

В случае существенной разницы скоростей ит и ил расход qmT
надо определять по формуле

Q/пт ~ (Рс — Рл) Qo. с ит/ил'

Можно вместо объемного расхода смеси qo _с измерять сред-
нюю скорость твердой фазы ит, например с помощью корреляци-
онного метода. Тогда не надо знать соотношения скоростей ит/ил,
и искомый расход qmT определяется по формуле

QmT ~ (Рс ~ Рл) Fvt>

где F — площадь поперечного сечения трубопровода.

Для определения qmT 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, чтобы
дополнительная погрешность измерения qmT 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 qmT 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.

Для измерения плотности рс угольных и рудных пульп чаще
других применяют весовые плотномеры, основанные на неболь-
шом провисании горизонтального участка трубы, имеющего уп-
ругие подвески и соединенного гибкими манжетами с трубопро-
водом. Известны конструкции весовых плотномеров СКВ САУ,
ДонУГИ [13] и Гипроуглеавтоматизации. Перемещение подвиж-
ного участка трубы преобразуется в электрический сигнал, посту-
пающий вместе с сигналом от электромагнитного преобразовате-
ля расхода в счетно-решающую схему. Обычно преобразователь
плотности работает по компенсационной схеме, при которой под-
вижной участок трубы возвращается в исходное положение с по-
мощью реверсивного двигателя, изменяющего натяжение уравно-
вешивающей пружины или же ток в обмотке электромагнита си-
ловой компенсации. ВНИИгидроуголь для измерения плотности
применял радиоизотопный плотномер ПР-1024П, снабженный
преобразователем положения движка реохорда в сигнал посто-
янного тока.

11.4. ВЫБОР МЕСТА УСТАНОВКИ РАСХОДОМЕРА

Точность измерения расхода зависит от структуры потока.

Как показали исследования этого вопроса [23], важно знать,
какое место теоретической карты структур двухфазного потока,
представленной на рис. 106 [34], соответствует структуре потока в
конкретном расходомере.

В работе [23], дана методика расчета для потока газ—жидкость,
а на рис. 106 штриховыми линиями показан пример для трубы
диаметром D - 50 мм при о= 10 Н/см2, t = 20 °C, причем D\ = l/D =
= 50, а Л2 = 100 (где I — длина трубы). На рисунке видно измене-
ние структуры потока вдоль длины конкретной вертикальной
трубы. Эта карта является наиболее вероятной на основе анализа
большого количества карт режимов течения, представленных в
мировой литературе для вертикальных каналов. Показано, что
наименьшие погрешности измерения будут в вертикальных тру-
бах и что погрешности измерений расхода смеси пар—вода боль-
ше погрешностей при смеси газ—жидкость из-за возможности
фазовых превращений потока при течении.

В показанной карте выделены четыре фазные структуры пото-
ка газ—жидкость при течении вертикально вверх:

I — пузырьковая;

II — дисперсионно-пузырьковая;

III — пробковая (снарядная);

IV — пенистая (расслоенная);

V — дисперсионно-кольцевая.
Рис. 106. Теоретическая карта структур двухфазного
потока в вертикальной трубе cD = 50 мм, о= 10 Н/см2,
t = 20° С, Dy = l/D = 50, D2 = 100

Пузырьковая структура образуется при низких скоростях массы
газа и высоких — жидкости. Переход от пузырьковой формы
к другим формам требует агломерации или объединения пузырь-
ков, что приводит к образованию больших пузырей либо пробок.
Объединение, а также распад и разделение пузырьков — это два
процесса, которые управляют стабильностью потока. С точки зре-
ния физического моделирования может быть недисперсионный по-
ток и дисперсионный, где доминируют силы от турбулентности,
вызывающие распад и деление пузырьков на пузырьки диаметром
меньше 1 мм. Taitel и другие [34] за высшую границу объемной
доли газа Rq, ниже которой находится пузырьковая структура
потока, выявили соотношение Rq < 0,25 и предложили границу
раздела по линии А на рис. 106 между пробковой и пузырьковой
структурами:

VLS - $VGS -1Д5

£(Pl-Pg)p

0,25

vls ~ Ml I (Pl-4) - ul(1 _ ^g);
vgs - Mq I (Pg-4) = vgRg,
где vls и vgs — замещающие скорости жидкости и газа, м/с;

и vq — средние скорости жидкости и газа в смеси, м/с; g —
ускорение силы притяжения, м/с2; pL и Pq — плотности жидко-
сти и газа, кг/м3; о — поверхностное напряжение на границе фаз,
Н/м; ML и Mg — массовые потоки жидкости и газа, кг/с.

При малых диаметрах канала пузырьковая структура может не
проявляться. Критерием существования пузырьковой структуры, или

области I на рис. 106, является неравенство

PlSD2
(Pl-Pg)°

0,25

<4,36.

Если неравенство выполняется, пробковая структура перехо-
дит в пузырьковую в случае действия сил дисперсии. За крите-
рий существования дисперсионно-пузырьковой структуры мож-
но принять Rq <0,74, что имеет место при максимальном напол-
нении потока пузырьками газа, когда диаметр частиц дисперси-
онной фазы d ® 0. Большинство авторов, в том числе и автор
работы [23], предлагают принять R& = 0,52 как высшую границу
доли объемного содержания газа:

VLS +VGS =

D°’429(0/PL)0’089 ^(Pl-Pg) 0,446
v0,072 . Pb . 9

О
где v — кинематическая вязкость, м /с.

При больших скоростях vLs течения силы от пульсации турбу-
лентности вызывают распад пузырей. При Rq > 0,52 пузырьковая
структура не может быть стабильной, граница проходит по линии С:
VGS /(VGS + vls) = 0,52. При больших скоростях газа доминирует
структура V, ограниченная линией Е по неравенству

VGS > 3,1

Og(PL-PG)
Pg

-10,25

Указанный критерий происходит от баланса сил гравитации и
аэродинамического сопротивления, воздействующих на каплю, уно-
симую струей газа. Ограничены они минимальной скоростью газа,
выше которой капли отрываются и уносятся со слоя течения при
стенке трубы.

Структура IV может перейти в III по линии D, где длина участка
L/D, на котором развивается двухфазная струя, будет достаточ-
ной для формирования больших пузырей (пробок) газа:

L£/D = 40,6

VGS +VLS
(gD)0'5

+ 0,22
Карту различных структур двухфазного потока в вертикаль-
ной трубе рассчитывают на основании приведенных выше урав-
нений по конкретным значениям физических величин для жид-
кости и газа.

Показанный пример расчета позволяет правильно выбрать ме-
сто установки расходомера двухфазного потока, когда существует
заданная структура — пробковая. При сочетаниях различных жид-
костей и газов и разных значениях их параметров рассчитывают
аналогично.

Иногда для создания пробковой структуры в потоке устанав-
ливают специальный сепаратор с дозатором.

Рассмотрим контроль у потребителя расхода влажного пара,
отпускаемого поставщиком перегретым. Отпускаемый поставщи-
ком теплоносителя перегретый (насыщенный) пар зачастую по-
ступает к потребителю влажным из-за охлаждения в длинном
паропроводе, и влажность может быть более 20 %. В докладе на
семинаре [19] показаны погрешности в определении расхода влаж-
ного пара и его теплоты, что не позволяет применять для учета
обычные схемы с расходомерами.

Правила измерения (ГОСТ 8.563-97) не содержат формул рас-
чета расхода влажного пара, если задано влагосодержание, так как
большинству потребителей неизвестна степень сухости пара или
его влажности <р.

Выход из указанного положения может быть найден двумя спо-
собами. Как правило, поставщик ведет учет перегретого пара со
своей стороны и потребителю следует с этим согласиться, если
потери тепловой энергии происходят на его территории, в его тру-
бопроводе, или следует применить влагомер пара. Например, мож-
но отделить конденсат из потока влажного пара, установив у по-
требителя сепаратор пара.

Применение одного из типов сепараторов разработки ЦКТИ
(рис. 107) позволяет достичь нескольких целей: сухую часть пара,
отделенную от потока влажного пара, можно непрерывно подавать
на технологические нужды различного назначения, а оставшийся в
сепараторе конденсат отводить через отдельную трубу с водосчет-
чиком М (рис. 107), либо возвращать поставщику теплоносителя,

Перегретный
(насыщенный)
пар

Влажный

пар

Сухая часть

Сепаратор паРа^

G1= G2 = G3+ М

Вода
(конденсат)

Рис. 107. Схема измерений при контроле расхода влаж-
ного пара
либо использовать для локальных устройств отопления и горяче-
го водоснабжения. Это позволит экономичнее использовать влаж-
ный пар, чем без сепарации.

Для учета расхода влажного пара в большинстве случаев необ-
ходимо наряду с другими параметрами измерять и влажность пара.
Одним из способов такого измерения может быть периодическое
определение влажности пара по количеству измеренной сухой ча-
сти пара G3 одним счетчиком и слитого из сепаратора конденса-
та М другим счетчиком согласно рис. 107. Тогда влажность пара
определяют по формуле

<р =-----.

G3 + M

Кроме заведомо двухфазных потоков, как например, газ—жид-
кость или газ с частицами пыли, пар в зависимости от его пара-
метров может из однофазного состояния переходить в двухфаз-
ное, т. е. из сухого насыщенного во влажный или, наоборот, из
двухфазного в перегретый.

При превращении насыщенного сухого пара во влажный с влаж-
ностью уже до 5 % плотность смеси возрастает многократно по
сравнению с сухим насыщенным или перегретым паром, и изме-
рение расхода пара диафрагмой теряет смысл, так как расходомер
будет учитывать только сухую часть пара по плотности этой час-
ти.

Неизвестная часть (масса воды М) может быть определена рас-
ходомером-счетчиком либо на выходе сепаратора 5 (рис. 107), либо
по разности показаний массы перегретого или насыщенного пара
у поставщика 1 и сухой части G3 в точке 3 трубы пара.

Если пар в течение суток или другого времени изменяет свое
фазовое состояние, переходя из сухого во влажный, и наоборот, то
целесообразно для учета этих переходов применять специальные
счетчики, описанные в следующей главе, например СПТ-961
(см. гл. 12).
Глава 12

ПРИМЕНЕНИЕ ВЫЧИСЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
С РАСХОДОМЕРАМИ
ПЕРЕМЕННОГО ПЕРЕПАДА ДАВЛЕНИЯ

12.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА

Измерение расхода методом переменного перепада давления
является косвенным методом из-за зависимости расхода от не-
скольких составляющих уравнения измерения, и поэтому очевид-
на необходимость применения вычислительных аналоговых или
цифровых вычислительных устройств для решения нужных урав-
нений. Особенно это важно при измерениях расхода газов и пара,
у которых во время работы расходомеров значительно изменяют-
ся плотность, а также поправочный множитель и коэффициент
расширения. При течении различных сред по трубопроводам из-
меняются число Рейнольдса и коэффициент истечения у сужаю-
щего устройства. Наиболее сказывается на изменении результата
измерения изменение давления среды — при колебаниях давле-
ния на +10 % результат изменяется примерно на +5 %.

Например, для решения уравнений массового и объемного рас-
ходов при стандартных условиях переменная часть одинакова
[025]:

Qm = kly]bpp/T-, q0 = k2^pp/T.

Плотность вычисляют по измеренным значениям давления р
и температуры Т, е вычисляют по формуле (48) по измеренным
значениям давления и перепада давления при известном посто-
янном значении Р или принимают постоянными Е и К газа

Непосредственные измерения плотности среды специальными
приборами намного сложнее, чем применение указанных вычис-
лений в темпе производства вычислительными устройствами.

12.2. МЕХАНИЧЕСКИЕ И ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКИЕ
УСТРОЙСТВА ДЛЯ КОРРЕКЦИИ РАСХОДА

Корректирующие расход устройства на изменение давления и
температуры измеряемой среды начали применяться рядом за-
рубежных и отечественных фирм уже несколько десятилетий на-
зад. К ним относятся механические и электромеханические уст-
ройства. Механические устройства, содержащие рычажную сис-
тему, кулачки или коноиды и кулисы, использовались, например,

17 П. П. Кремлевский
м

Рис. 108. Схема пнев-
матического корректи-
рующего устройства на
изменение давления и
температуры

в выпускавшихся заводом «Тепл©контроль»
самопишущих сильфонных дифманометрах-
расходомерах.

В них ось рычага, передвигающегося от
смещения сильфона при изменении перепа-
да давления перемещается от изменения дав-
ления с помощью кулисного механизма. Та-
ким образом, перемещение стрелки расходо-
мера зависит не только от перепада давле-
ния, но и от давления. Сильфон, или трубка
Бурдона, манометрического термометра воз-
действует на перемещение стрелки расходо-
мера аналогично воздействию манометра.

Имеются также пневматические устрой-
ства, например пневматический силовой мост,
показанный на рис. 108. В этом устройстве
усилия от четырех сильфонов передаются
двум параллельным рычагам, а роликовые
оси рычагов перемещаются воздушным дви-

гателем М. Значения Ар, р и Т в виде пневматических сигналов
подаются соответственно в сильфоны С, А, В. Тогда в сильфоне D
образуется пневматический выходной сигнал (давление), пропор-
циональный выражению Ьрр/Т. Заслонки на концах рычагов при-
крывают сопла Л и П источника сжатого воздуха, причем давле-
ние в сопле Л управляет двигателем М.

К электромеханическим относятся устройства с различными
индуктивными преобразователями (дифференциально-трансфор-
маторными, ферродинамическими, поворотными трансформатор-
ными и др.), у которых перемещение сердечника или поворот ро-
тора вызывает линейное изменение напряжения на выходе вто-
ричной обмотки и в то же время это напряжение находится
в линейной зависимости от напряжения питания первичной об-
мотки.

12.3. ЭЛЕКТРОННЫЕ ВЫЧИСЛИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА

Для вычисления различных формул расхода применяют ана-
логовые и цифровые микропроцессорные устройства.

Аналоговые устройства применяют для решения простых урав-
нений, так как такие устройства зачастую используют для целей
технологического контроля и регулирования, особенно если не тре-
буется высокая точность измерения расхода по условиям эксплу-
атации оборудования.

В аналоговых устройствах вычисляют формулы расхода газа,
приведенного к стандартным условиям, массового расхода пара и
воды по приближенным формулам [20].
Расход газа вычисляют по формуле, которая используется и
в описанных выше электромеханических устройствах:

q = k2^pp/T,

где k2 — масштабный коэффициент, принимается постоянным.

Массовый расход перегретого пара при небольших изменени-
ях давления и температуры может вычисляться по такой же фор-
муле, но с другим значением k^, а также и при значении не абсо-
лютной температуры, at °C. Кроме того, ОСТ 108.006.05-81 [025]
рекомендует и другое выражение, в котором вместо Т применяет-
ся значение (t + 225), тогда в широких диапазонах давлений (от
0,2 до 13,7 МПа) и температур (от 160 до 570 °C) методическая
погрешность по выражению плотности пара будет не более ±2,8 %,
а при более узких диапазонах — до ±1 %.

Массовый расход насыщенного пара с погрешностью не более
1 % по плотности в диапазоне давлений р = 0,1+5 МПа выражает-
ся формулой

9m =*17Др(й2+лз7р).

где ki, k2 и k2 — постоянные коэффициенты.

На рис. 109 показано одно из подобных устройств, использо-
ванное фирмой «Бейли» для коррекции по значению давления р,
задаваемого перемещением сердечника индуктивного преобразо-
вателя манометра, на перепад давления Др, задаваемый перемеще-
нием сердечника преобразователя дифманометра. Коррекция по
температуре производится делением полученного произведения
на температуру Т газа, измеряемую термопреобразователем со-
противления Rt. Напряжение на выходе показанной цепи про-
порционально такому же выражению, как и у выше показанного
пневматического моста. Квадратный корень из этого выражения
извлекается во вторичном самопишущем приборе с индуктивной
катушкой и кулачком соответствующего профиля в механизме
электродвигателя (аналогичного нашим приборам типа ДСР, КСД).
Рис. 110. Схема расходомера
воды:

1 — дифманометр-расходомер; 2 —
усилитель и термометр сопротивления

Харьковский завод КИП выпус-
кал расходомеры газа с коррекци-
ей, в которых использовалась подоб-
ная предыдущей схема умножения,
но с ферродинамическими преобра-
зователями. Выходной сигнал от
преобразователя манометра усили-
вался в электронном блоке и пода-
вался для питания первичной об-
мотки ферродинамического преоб-
разователя дифманометра, рамка ко-
торого механически поворачивалась
на угол, пропорциональный перепа-

ду давления. Таким образом, напряжение на рамке было пропор-

ционально произведению р на Др. Термометр коррекции этого

сигнала включался в цепь рамки компенсирующего ферродина-
мического преобразователя, отрабатывающего значение расхода с
коррекцией [025].

Фирма «Гартманн и Браун» [21] применяла электродинамичес-
кие преобразователи с так называемыми токовыми весами, содер-
жащими электромагнитные катушки на коромыслах. В них опе-
рации умножения и деления производились благодаря изменению
токов в катушках пропорционально измеряемым р, /\р и Т.

Известность также приобрели множительно-делительные уст-
ройства с фотоэлектрическими приборами и линейно-трансфор-
маторными преобразователями [025].

Общими недостатками всех упомянутых устройств с коррек-
цией являются их невысокая точность и быстрый механический
износ деталей устройств в процессе эксплуатации.

Для насыщенного пара зависимость плотности от давления в
диапазоне 5—16 МПа может выражаться линейной зависимостью.

Массовый расход воды незначительно зависит от изменений
давления и может выражаться следующей формулой:

4m = k4yl&p /(k5 + k6t),

где fe4, k5 и kG — постоянные коэффициенты; t — температура, °C.

Электрическая схема коррекции по приведенной формуле рас-
ходомера воды по плотности в зависимости от температуры тер-
мопреобразователя сопротивления ТС показана на рис. 110.

Для расходомера воды может применяться и более простая
схема — без усилителя [025].

Самая сложная из представленных формул — расхода газа, со-
держащая операции умножения, деления и извлечения квадрат-
ного корня, — может быть реализована в электронном устрой-
стве косвенного действия по зависимости

U = antilog (log Uo +nlog Ur + nlog U2 -nlog U3 -nlog 174).
На таком принципе построено аналоговое вычислительное ус-
тройство типа А343. Оно применяется [025] для определения рас-
хода газа, пара и других теплотехнических величин путем пода-
чи на его входы напряжений Uq—U4 и решения формулы
UB - UQUyU2(t/gt/J), где показатель степени п может быть раз-
личным.

Функциональная схема устройства показана на рис. 111. На-
пряжения Uq—U4 поступают на входы времяимпульсных преоб-
разователей ВИ у—ВИ5. На вторые входы ВИ поступают импуль-
сы от генератора Г, изменяющиеся по экспоненциальному зако-
ну. На нуль-органе ВИ^, содержащего дифференциальный усили-
тель, эти два напряжения сравниваются, в результате чего на выхо-
де ВИ вырабатываются прямоугольные импульсы, длительность
которых пропорциональна логарифму входного сигнала.

Импульсы постоянной амплитуды с ВИ}—ВИ$ поступают на
весовые резисторы Ry—R5. Алгебраическое сложение логариф-
мов в пропорциях, равных показателям степени соответствую-
щих напряжений, производится интегрирующим усилителем по-
тенцирования УП, в цепь обратной связи которого включен BHg.

В момент равновесия, когда сумма логарифмов входных и вы-
ходного сигналов равна нулю, выходное напряжение усилителя
соответствует решаемой формуле.

Если при настройке устройства будет выбран показатель сте-
пени 0,5, тогда возможно решение формулы расхода, так как на-
пряжения Uy—будут под знаком квадратного корня.

На рис. 112 дана схема подключения вычислительного анало-
гового устройства типа А343 (описанного в [025]) к дифманомет-
ру 1, манометру 2 и термометру 3 так, чтобы вычислить формулу
расхода газа или пара с учетом изменения коэффициента расши-
рения е. Датчики должны иметь выходные сигналы постоянного
тока, поэтому для задания температуры t требуется нормирую-
щий преобразователь.

Для упрощения зависимости е от параметров принято, что
в основном Е зависит от перепада давления на сужающем устрой-

стве. В действительности такая
линейная зависимость имеет ме-
сто, если давление отклоняется
от максимального на ±20 %. По-
этому коэффициент £ вводится в
устройство А343 в виде напря-
жения Uq вне знака корня, кото-
рое образуется как разница меж-
ду напряжением стабильного
источника ИПС и напряжением
на резисторе R2. Перепад давле-
ния под знак корня вводится
в виде напряжения Uy, с резис-
торов /?Д2 и R2, давление — в виде
напряжения U2 и температура —

тельного устройства А343
Рис. 112. Расходомер газа с вычислительным устройством А343
и с учетом изменения коэффициента расширения

в виде напряжения U3. Смещение для знаменателя по решаемой
формуле задается из А343. Для расходомеров газа лучшие ре-
зультаты по точности будут при использовании манометра абсо-
лютного давления, например типа «Сапфир-22ДА». Желательно
применять дифманометр типа «Сапфир-22ДД» для сужающего ус-
тройства.

Функциональная схема более простого устройства косвенного
действия для перемножения двух величин дана на рис. 113, где
^вых = 11 ^2’

В описанных выше аналоговых устройствах значения плотно-

сти газа, пара и воды вычисляются по изменениям давления и
температуры только приближенно, точно не учитывается измене-
ние коэффициента сжимаемости газа К, коэффициента расшире-
ния газа Е и пара в СУ, коэффициента расхода для всех сред (или
коэффициента истечения), задания коэффициентов Кш и Ки.

Высокоточное вычисление вышеуказанных параметров стало
возможным только с помощью микропроцессорных устройств

с цифровой обработкой данных

Рис. 113. Схема множительного уст-
ройства косвенного действия

измерений.

Ряд таких устройств вычис-
ляет не только расход газов, пе-
регретого и насыщенного пара,
воды и других жидкостей, но вме-
сте с этим количество вещества,
тепловую энергию и количество
теплоты. Поэтому такие устрой-
ства зачастую называются счетчи-
ками, вычислителями и теплосчет-
чиками (в состав последних вхо-
дят расходомеры вместе с тепло-
вычислителями) и корректора-
ми — для газов. Рассмотрим характерные модели таких счетчи-
ков и корректоров.

Например, счетчики типа СПТ-961 фирмы «Логика» (Санкт-
Петербург) предназначены для воды, перегретого и насыщенного
пара, на вид среды программируются пользователем, также и на
другие параметры. Счетчик является средством измерения, муль-
тидиапазонным и многофункциональным микропроцессорным
измерительным преобразователем входных электрических сиг-
налов в показания и выходные электрические сигналы, соответ-
ствующие учитываемым и контролируемым физическим вели-
чинам. Эти счетчики рассчитаны на работу с преобразователями
переменного перепада давления на СУ и с другими преобразовате-
лями объемного расхода с частотным сигналом и преобразовате-
лями абсолютного или избыточного давления измеряемой среды
в выходной сигнал постоянного тока и термопреобразователями со-
противления ТСМ, ТСН и ТСП с сопротивлениями 50, 100 и 500 Ом,
а также и с термопреобразователями — термопарами с выходным
сигналом постоянного тока [8].

Счетчик СПТ-961 может применяться со стандартными и из-
носоустойчивыми диафрагмами, диафрагмами с коническим вхо-
дом, соплами и трубами Вентури, напорными трубками и устрой-
ствами. Корректоры СПГ-761 [7] и ВКГ-2 могут применяться со
стандартными, износоустойчивыми и с коническим входом диа-
фрагмами. К ним кроме других датчиков можно подсоединить
плотномер и калориметр удельной теплоты сгорания с выходным
сигналом постоянного тока.

Каждый из счетчиков СПТ-961, СПГ-761 и ВКГ-2 является мно-
гоканальным, так как СПТ может обслуживать расходомеры 5
труб, а ВКГ-2 СПГ — 3 труб, причем в каждой трубе могут быть
для расширения диапазона измерения расхода установлены три
датчика расхода с различными пределами измерения, автомати-
чески переключаемые вычислителем.

Структурная схема для одной трубы, характерная для всех со-
временных микропроцессорных расходомеров приведена на
рис. 114. Эта схема в основном отображает состав рассматривае-
мых счетчиков.

Корректоры газа (иначе вычислители, счетчики и газосчетчи-
ки) предназначены для вычисления расхода газа, например, по
формулам ГОСТ 8.563-97 и ГОСТ 30319-96 с учетом изменяю-
щихся параметров (давления, температуры, влажности) по сигна-
лам расходомера. В большинстве это дифманометры расходоме-
ров с сужающими устройствами и напорными трубками. Однако
в ряде случаев применяют турбинные и вихревые. Иногда в кор-
ректор также вводится сигнал от калориметра газа и плотномера.

Корректоры газа применяют как для технологического конт-
роля, так и в составе узлов коммерческого учета природного и
других газов (кислорода, азота, воздуха и др.).

Новый корректор СПГ-761 взамен СПГ-706 фирмы «Логика»
(Санкт-Петербург) предназначен для обслуживания до трех тру-
Рис. 114. Структурная схема устройства для
измерения и регулирования расхода с помощью

ЭВМ:

1 — одна или несколько строк цифрового табло для ин-
дикации измеряемых и вычисляемых величин и нештат-
ных ситуаций; 2 — электронный коммутатор входных
сигналов от одного или нескольких датчиков расхода,
одного манометрического и одного термометрического
приборов; 3 — преобразователь входных сигналов в циф-
ровой код; 4 — клавиатура для вывода контролируе-
мых параметров и ввода назначаемых параметров, ко-
эффициентов и процедур (инструкций); 5 и 6 — внеш-
нее регулирующее устройство с исполнительным меха-
низмом, управляемое сигналами счетчика; 7 — контрол-
лер и центральный процессор; 8 — программа для
вычислительной обработки данных; 9 — ПЗУ (постоян-
ное запоминающее устройство) с набором постоянных
величин и коэффициентов; 10 — подпрограммы вычис-
ления различных величин (р, k и др.) и коэффициентов
(например, расширения); 11 — ОЗУ (оперативное ЗУ)
с набором инструкций; 12 — интерфейс для работы с
внешними устройствами (принтером, ПЭВМ, модемом для
связи по телефонной линии и т. д.)

бопроводов, которые могут относиться к одному или двум по-
требителям. В разных трубопроводах могут быть разный состав
природного газа и различные типы датчиков расхода, давления и
температуры, плотности и удельной теплоты сгорания. Методы
расчета физических свойств используют по ГОСТ 30319-96
(ИСО 6976). Давление может быть 0,05-12 МПа, температура
-30...+65 °C. Допустимое содержание влаги в объемных долях до
0,15. К СПГ-761 можно подключить до восьми датчиков с сигна-
лами постоянного тока, три частотных сигнала до 1000 Гц и три
термометра сопротивления ТСМ и ТСП с НСХ 50 и 100 Ом. Для
расширения диапазона измерения к каждому СУ могут быть под-
соединены три дифманометра, которые автоматически переклю-
чаются СПГ. Приведение к стандартным условиям осуществля-
ется в соответствии с ПР50.2.019 и ГОСТ 8.563-97.

Корректоры СПГ-761, СПГ-762 и СПГ-763 обеспечивают:
представление результатов измерений и вычислений на табло;
архивирование значений параметров: часовые архивы — 840 ч,
суточные архивы — 300 сут., месячные архивы — 24 мес.;

сохранение архивов и введенной базы данных в течение 10 лет,
привязку архивов к расчетному часу и расчетному дню; защиту
данных и результатов вычислений от несанкционированного из-
менения;

учет времени работы и перерывов электропитания;

исключение явления «самохода», компенсацию смещения «ну-
ля» и «диапазона» датчиков давления и перепада давления;

автоматическое определение и контроль параметров потока
газа;

контроль уровней входных электрических сигналов;

архивирование диагностических сообщений с привязкой по вре-
мени.
Текущие и архивные значения всех измеряемых параметров и
результатов вычислений могут быть выведены на табло коррек-
тора, на принтер для целей документирования результатов изме-
рений и на компьютер, непосредственно или через телефонный
модем.

Эксплуатационные показатели корректора:
габаритные размеры — 242 х 186 х 116 мм;

электропитание — 220 В ±10 %, 50 Гц, потребляемая мощность —
7 В -А;

температура окружающего воздуха — от -10 до +50 °C.

Кроме универсальных вычислителей СПТ-961 для воды и пара
(схема которого дана на рис. 115) и СПГ-761 для природного газа
фирма «Логика» разработала и более простые счетчики СПТ-941
и СПТ-942. СПТ-941 с двумя расходомерами и двумя термометра-

Обратный
трубопровод

I АПС«
и

СПТ 961

-220 В

Рз/! <O

r4//

Р4/1 +0

Рис. 116. Схема контроля параметров и учета теплоносителей по пяти трубам
счетчиком СПТ-961

-220 В

Pl/I

Подающий
трубопровод

Р2/>

Ti/I

г,//

Тз/I

Горячее
водоснабжение

—J

Qi/l

Q2/i

^г.&с/^имп
ми, а СПТ-942 с шестью расходомерами с импульсными сигнала-
ми, четырьмя термометрами и четырьмя манометрами. Вычисли-
тель ВКГ-2 (фирмы «Теплоком», Санкт-Петербург) предназначен
для трех расходомеров с СУ или с имульсными выходными сигна-
лами, пяти сигналов манометров и трех термометров. Эти вычис-
лители расхода и объема газа обладают большими функциональ-
ными возможностями, позволяют на табло или на компьютер (пе-
реносной или стационарный) и принтер выводить измеряемые и
вычисляемые параметры, а также часовые, суточные и месячные
(на 48 мес.) архивы. Температура окружающего воздуха от —10 до
+50 °C. Питание памяти от встроенной батареи (ресурс 4 года),
а счетчика около 220 В. Размеры 225 х 180 х 80 мм. Межповероч-
ный интервал 4 года, погрешность показаний по температуре ±0,15;
±0,05 % по разности давлений. Соединение ВКГ-2 с датчиками СУ
в газопроводе приведено на рис. 116 [11].

Алгоритмы вычисления коэффициента сжимаемости, показа-
теля адиабаты и динамическая вязкость реализованы в соответ-
ствии с ГОСТ 30318.2-96 [4], ГОСТ 8.563-97, МИ 2588 и
ПР 50.2.019.

СПГ-962 предназначен для технических газов (аргон, азот, ам-
миак, ацетилен, водород, воздух, двуокись углерода, доменный ме-
тан, коксовый, кислород, окись углерода, природный хлор, этилен),
а СПГ-763 — для газовых конденсатов и широких фракций угле-
водородов.

Рис. 116. Схема подключения ВКГ-2 к датчикам двух трубопроводов газа
Характеристики корректора СПГ-762 и СПГ-763 индентичны
вышеизложенным для СПГ-761.

Кроме упомянутых в России используется много других счет-
чиков и корректоров, в том числе иностранного производства.

Вычислитель количества газа ВКГ-1 (фирма «Теплоком», Санкт-
Петербург) применяют с двумя расходомерами переменного пе-
репада давления на каждом из двух газопроводов, а также с пре-
образователями расхода, имеющими число-импульсный сигнал
(см. гл. 15). Имеются также входы для сигналов трех манометров
и двух термометров ТСМ или ТСП с НСХ 50 и 100 Ом.

Для расчета количества газа, воды и пара используют также
тепловычислители ВКТ-5 («Теплоком», Санкт-Петербург) [11], ВТД
(«Динфо», Москва), теплоэнергоконтроллер ТЭКОН-Ю и ИМ2300
(«Метран», г. Челябинск) и другие универсальные вычислители.
Все они имеют интерфейсы для подключения принтера, ПЭВМ,
модема с телефонной линией и ряда других устройств. Описания
таких вычислителей даны в материалах конференций «Коммер-
ческий учет энергоносителей» 1994-2001 гг.

Универсальный вычислитель ВКТ-5 одновременно ведет учет
и регистрацию расходов, температур, давлений и теплоты по вось-
ми трубопроводам с водой и перегретым или насыщенным па-
ром. Расходы измеряют любым методом, в том числе по пере-
менному перепаду давления (ГОСТ 8.563-97). От датчика расхо-
да могут быть токовый и число-импульсный сигналы. Для дат-
чиков расхода может вводиться их нормальная статическая ха-
рактеристика, что при нелинейной характеристике позволяет
корректировать ее в пяти точках.

ВКТ-5 имеет двухстрочный алфавитно-цифровой ЖКИ с под-
светкой, на котором отображаются текущие параметры (t, р, q),
часовые и суточные архивы, а также нештатные ситуации, потреб-
ляемая теплота и масса по отдельным потребителям. Имеет два
последовательных порта: RS 232 для подключения принтера,
ПЭВМ, архиваторов, модема и RS 485 для объединения счетчиков
в сеть при подключении к ПЭВМ или модему. Для принтера име-
ется встроенный «Centronics».

ВКТ-5 кроме вычислительных функций (см. рис. 114) автома-
тически регулирует расход, в том числе по погодной и заданной в
помещениях температурам. Основные технические параметры
ВКТ-5: восьмикнопочная клавиатура, восемь каналов измерения
температуры при четырехпроводном подключении термопреоб-
разователей сопротивления ТСМ и ТСП с НСХ 50, 100 и 500 Ом,
восемь каналов измерения тока (0-4, 4-20, 0-20 мА), восемь час-
тотных входов.

Со счетчиков СПТ, СПГ, ВКТ, ВКГ и др. как текущая, так и из
архива информация может выводиться на матричное табло с ука-
занием значения и единиц разных физических величин. Для ре-
гистрации возможны:
1) непосредственное подключение рядом расположенного прин-
тера или терминала, а через адаптер — расположенного вдали;

2) подключение через модем телефонной линии, к которой
может быть подключен персональный компьютер (ПЭВМ).

3) подключение к счетчику переносной ПЭВМ.

По двухпроводной линии связи до 10 км можно подключить
исполнительные механизмы, устройства сигнализации о переры-
ве электропитания, неисправности, выходе параметра за уставки.

Реальны примеры, когда измеряются расходы в диапазоне от
350 до 10 000 м3/ч, это обеспечивается при подключении к СПГ
трех дифманометров, соединенных с одним сужающим устрой-
ством.

Основная погрешность счетчиков ОПТ и СПГ не выходит за
пределы:

±0,15 % — по показаниям перепада давления (входного сиг-
нала от пропорционального преобразователя), давления среды;

±0,15 °C — по показаниям температуры измеряемой среды
термопреобразователями сопротивления;

±0,05 % — по показаниям результатов вычисления объемно-
го и массового расходов и ±0,05 % по показаниям результатов
вычисления объема и массы энергоносителя.

12.4. ФОРМУЛЫ ДЛЯ ВЫЧИСЛИТЕЛЕЙ РАСХОДА

Плотность воды р (м3/ч) определяют по формуле:

^ = 114,332х-431,6382 + ™^
Р т

641,9127

--------+

349,4417 113,8191 20,5199 1,578507

+ _3 _4 + _5 _6 +Атрх

х х х х

х -3,117072 +

6,589303
х

5,210142 1,819096 0,2365448"!

-----х---+------о--------------- +

2 ( ол^„лло 24,00174 14,216,55

+ Рпп - 6.417443Х + 19,84842 - — -----+ —----------

I т х2

4,13194 0,4721637"!

-----о---+-----------

где х — приведенная температура воды, х = (t + 273,15)/647,14,
t — температура воды, °C; рпр — приведенное давление воды,
рПр = р/22,064 (р — абсолютное давление воды, МПа).
Коэффициент динамической вязкости р (Па • с) воды вычисля-
ют по формуле

ц = 1(Г7 ехр ] - 35,34190т2 + 109,232т -129,339 +

83,9662 25,4333 3,24471

+------------Т- +---Т— +

+ лI 0,95529т -1,604 59 + °>957503

0,194903
т2

Среднеквадратическая оценка относительной погрешности о
на диапазоне определений коэффициента динамической вязкос-
ти ц воды не выходит за пределы ±0,1 %.

Максимальное значение относительной погрешности 8 на диа-
пазоне определений коэффициента динамической вязкости ц воды
не выходит за пределы ±0,27 %.

Коэффициент динамической вязкости ц (Па с) перегретого во-
дяного пара вычисляют по формуле

ц = 10~7

- 22,391т2 + 326,46т - 78,034 + 6’6*19
т2

(65,605 74,535'

Г---------------

+ л2 -19,052 +

124,47

97,428
т3

3 . „о, , 4910,2 6293,7 2699,2

+ л -1281,1 +--------------— +----5—

< т т2 т3

где т — приведенная температура перегретого водяного пара, т =
= (t + 273,15)/647,14 (t — температура перегретого водяного пара,
°C); л — приведенное давление перегретого водяного пара,
л = р/22,064 (р — абсолютное давление перегретого водяного пара,
МПа).

Среднеквадратическая оценка относительной погрешности о
на диапазоне определений коэффициента динамической вязкос-
ти ц перегретого водяного пара не выходит за пределы ±0,05 %.

Максимальное значение относительной погрешности 8 на диа-
пазоне определений коэффициента динамической вязкости у.
перегретого водяного пара не выходит за пределы ±0,5 %.

Показатель адиабаты % перегретого водяного пара вычисляют
по формуле
%= 1,151215 +

0,197757 0,0583239

--------+

т2

+ п\

0,147714 0,164463

т3

т4

+ я2 -39,0946+172,75

283,683 205,208 55,2146^

---х---+-----х------------ +

3Г 15,0622 53,835 63,7138 24,9018^

Ч Т т2 г3 т4 J

Среднеквадратическая оценка относительной погрешности о
на диапазоне определений показателя адиабаты % перегретого во-
дяного пара не выходит за пределы ±0,05 %.

Максимальное значение относительной погрешности 8 на диа-
пазоне определений показателя адиабаты % перегретого водяного
пара не выходит за пределы ±0,3 %.

Плотность р (кг/м3) перегретого водяного пара вычисляют по
формуле

Р =

73,874969л
tZ

где Z — коэффициент сжимаемости перегретого водяного пара,

(0,4409392 1,386598 1,380501 0,7644377^

;---------------------+---------------------

2( 56,40548 297,0161 617,8258
+ л --------------+---------------

\ 1 т т

634,747 322,8009 65,45004^

--?-+—-----------—г

149,3651 895,0375 2123,035

+ л----------+

\ L т т

2488,625 1439,213 327,7709^

----7---+---—7----------=--- +

i4Rfi 967,3387 2478,739

I Т т2

3178,106 2038,512 523,2041^

т3 + т4 т5 )'
Среднеквадратическая оценка относительной погрешности о
на диапазоне определений плотности р перегретого водяного пара
не выходит за пределы ±0,02 %.

Максимальное значение относительной погрешности S на диа-
пазоне определений плотности р перегретого водяного пара не
выходит за пределы ±0,1 %.

Плотность р (кг/м3) насыщенного водяного пара вычисляют
по формуле

р =----Р1Р2----f

р2(1-Х) + Р1Х

где pi — плотность жидкой фазы насыщенного водяного пара,

рх = 322^1 +1,99 053S,1/3 +1,10609^2/3 - 0,524 484£ 5/3 -

-2,1873£17/3 - 498,405^58/3 j;

р2 — плотность газовой фазы насыщенного водяного пара,

р2 = 322ехр(- 2,02957^2/6 - 2,68781£4/6 - 5,38107£8/6 -

-17,3151£18/6 - 44,6384£37/6 - 64,3486^71/6 j;

X — степень сухости насыщенного водяного пара, кг/кг; — пе-
ременная, £ = 1 - т.

Среднеквадратическая оценка относительной погрешности о
на диапазоне определений плотности р насыщенного водяного пара
не выходит за пределы ±0,05 %.

Максимальное значение относительной погрешности 5 на диа-
пазоне определений плотности р насыщенного водяного пара не
выходит за пределы ±0,1 %.

Коэффициент динамической вязкости ц (Па • с) насыщенного
водяного пара вычисляют по формуле

ц =____Ш,

где Pj — коэффициент динамической вязкости жидкой фазы на-
сыщенного водяного пара, Па • с,

0,1064537 0,5937853 1,334115

И ' s3 ? + •

-1,506 904 + 0,855 0923s - 0,194916 2s2;

И2 — коэффициент динамической вязкости газовой фазы насы-
щенного водяного пара, Па • с,
__3Г 0,6876967

ц2 = Ю -------з----

к s3

2,803073 3,42387

--------+---------

- 2,54725s + 1,262956s2

s — переменная, s = Vt.

Среднеквадратическая оценка относительной погрешности о на
диапазоне определений коэффициента динамической вязкости ц
насыщенного водяного пара не выходит за пределы ±0,08 %.

Максимальное значение относительной погрешности 8 на диа-
пазоне определений коэффициента динамической вязкости ц на-
сыщенного водяного пара не выходит за пределы ±0,15 %.

Показатель адиабаты / насыщенного водяного пара вычисля-
ют по формуле

34,09463л„А2

—------------£---

тр[с1(1-х) + с2х]

где Tts — приведенное давление насыщения водяного пара, ns =
= ps/22,064; ps — абсолютное давление насыщения водяного пара,
МПа; А — переменная,

А = 7,85823 / (£ / т +1) -1,839917£(£ / т +1,5) +11,7811£2 (£ / т + 3) -
- 22,6705£2’5 (£ / т +3,5) +15,9393£3 (£ / т + 4) -
-1,7751б£6,5(£/ т + 7,5);

— переменная,

С1 = 141,8682т2 -568,3944т3 +956,4335т4 -

-759,3034т5 + 236,2772т6;

с 2 — переменная,

с2 = 409’0812 -1690,385 +3121,09т-2892,513т2 +
т

+ 1127,408т3 - 61,56 795т6;

£ — переменная, Е, = 1 - т.

Среднеквадратическая оценка относительной погрешности о
на диапазоне определений показателя адиабаты % насыщенного
водяного пара не выходит за пределы ±1 %.

Максимальное значение относительной погрешности 8 на диа-
пазоне определений показателя адиабаты % насыщенного водяно-
го пара не выходит за пределы ±3 %.
Абсолютное давлениеps (МПа) насыщенного водяного пара вы-
числяют по формуле

Ps = 22,064ехр-7,858^ + 1,83991^-И,781Ц3 *

! 22,6705^3-5 -15,9393^4 +1,77516^7’5

По уравнению линии насыщения водяного пара в зависимости
от измеряемого давления Рд в вычислительном устройстве опреде-
ляется состояние среды и сигнализируется о переходе из одной
фазы в другую, т. е. о переходе сухого пара в другую среду —
в двухфазную или в воду.

Следует отметить, что определение линии насыщения пара по
температуре имеет значительно большую погрешность, чем по
измеренному значению давления.

Вычисленные в устройстве значения динамической вязкости
используют для вычисления значений числа Рейнольдса и теку-
щих значений коэффициентов истечения С и расхода а.

Вышеприведенные уравнения разработаны во Всероссийском
научно-исследовательском центре по сертификации данных сы-
рья, материалов и веществ (ВНИЦ СМВ) ГСССД Госстандарта Рос-
сийской Федерации А. Д. Козловым, В. М. Кузнецовым, Ю. В. Ма-
моновым и В. И. Лачковым и вошли в методические рекоменда-
ции МИ2412-97 и МИ2451-98, утвержденные ВНИИМС и
ВНИИМ.

Показанные формулы применяют во всех моделях счетчиков
типа СПТ и др.

В наиболее простых микропроцессорных расходомерах, особенно
в предназначенных для технологического контроля, применяют и
более простые формулы вычисления плотности воды и пара кро-
ме приведенных выше.

Например, для воды при давлении 0,6 МПа подходит следую-
щая формула [20]:

1 / р = 0,9994(1 + 0,000U + 3,35 • 10~612) 10~3.

Методическая погрешность этой формулы не более ±0,04 %.

А для пара рекомендована в ОСТ 108.05.05-81 [025] формула

р = 10,1 Р (0,9г -110)/ [о,9г -110)(0,00474г +1,283) -10,2р],

где Р — давление, МПа; t (°C); погрешность формулы не более
±0,35 % по расходу.

Коэффициент расширения пара и газа при истечении через
диафрагму определяют по формуле из стандарта ИСО 5167 и
ГОСТ 8.563-97:
£ = 1 - (0,41 + О,3504)Др / (л х ).

Показатель адиабаты х для пара в эту формулу либо вводится
в виде среднего значения, либо вычисляется, как показано выше.

Для сопел ИСА 1932, сопел и труб Вентури подходит упрощен-
ная формула, предложенная Е. А. Шорниковым [20]:

Е = 1 — (Ар / )(0,75 - 1,2р4 )(1 - 0,1 Др / р),

в которой для пара хп = 1,394 - 0,0015Т - 0,0007 р, где р в мега-
паскалях.

Приближенно для природных газов до 1,4 МПа хг определяет-
ся в зависимости от температуры: хг = 1,32 - 0,0002(f + 25).

Точная формула для природных газов дана 3. Кабзой и др.
[23]:

хг = **СН4 + (1 - *)*Ы2 - °>315У»

где х — содержание метана и приведенных к метану СО2 и H2S;
у — содержание этана.

В ГОСТ 30.319.1-96 включена формула 3. Кабзы и др. [9] вы-
числения показателя адиабаты природного газа по молярной доле
азота х&, давлению р и температуре Т: х = 1,556 (1 + 0,074 ха) -
- 3 9 • IO 4!1 (1 - 0,68ха) - 0,208 рс + (р/7)1’43 [384 (1 - ха) (р/
/Т)°-8 + 26,4 ха].

В счетчиках типа СПГ коэффициенты а, Е, Ко вычисляют так,
как и в СПТ, но х вычисляют по формуле из ГОСТ 8.568-97,
а плотность газа по формуле р = рс рТс/(рсТс), где рс, Тс, рс — плот-
ность, температура и давление газа при стандартных условиях.

Плотность газа может быть определена по формуле р = p/RTK,
где R — постоянная газа; К — коэффициент сжимаемости газа,
или же по другим уравнениям. Входящую в последние уравне-
ния плотность газа рс при нормальных условиях в случае измене-
ния плотности природного газа предложено [18] вычислять по
выражению

рс = 0,6681х +1,1889(1 - х) = 1,19 - 0,52х,
где х — доля метана в газе.

Для определения плотности газовых смесей используют фор-
мулу [9]

N
р=-..р. уьа
847,83т К;
i=l 1

где ц — молекулярная масса, кг/кмоль; г, и — объемная доля
и коэффициент сжимаемости каждого газа, входящего в смесь.

Во все уравнения для определения плотности газа и газовых
смесей входит коэффициент сжимаемости К.
Для нахождения К предложено много зависимостей. В боль-
шинстве случаев наиболее точные результаты дает сложное урав-
нение Бенедикта—Вебба—Рубина [10].

Для газов, имеющих рном в пределах от 0,55 до 0,90 кг/м3,
коэффициент сжимаемости К можно (в зависимости от приведен-
ного давления рпр и приведенной температуры Тпр) определять
по формуле

К = [1 +1,32 • 103 /(0,71892Тпр)3’25]0,671 1Рщ> / / В2 - В2 - q2 / 3].

Значения величин Bj, В2 и q2 даны в работе [4].

Значительно более простая формула для определения К, допус-
кающая применение микроЭВМ, и в то же время не менее точная
имеет вид

A' = ^A1F12 + А2) + А3.

Значения величин Ар А2, А3 и Fy приведены в работе [14]
в зависимости от псевдоприведенных температуры и давления.

Для природных газов, состав которых в основном определяет-
ся содержанием метана и азота, имеется [9] следующее простое
уравнение для определения коэффициента сжимаемости:

К = 1 - (0,0074791 + 0,5548358r)10p / Т,

где г — молекулярная доля метана в смеси; р (МПа) — давление;
Т (К) — температура.

Погрешность определения К не более 1 % при доле метана от
0,5 до 0,8.

Кроме того, для коэффициента сжимаемости природного газа
предложено [18] уравнение

К = 1 - 1,6хр/(Т - 200),
где х — доля метана в газе.

Для определения плотности газа р необходимо знать значение
коэффициента сжимаемости К газа. Он зависит от фактора сжи-
маемости Z при рабочих условиях Z (р, Т) и при стандартных или
нормальных условиях (рн, Тн) по формуле

K = Z(p, T)/Z(pK,TK).

Предложено несколько методов определения фактора сжимае-
мости Z. Наибольшее распространение получил метод AGA, раз-
работанный американской газовой ассоциацией. Рекомендуемый
современный вариант формулы для определения фактора сжима-
емости Z содержится в проекте стандарта ISO/TC 193 SCI № 62.
В нашей стране Всесоюзный научно-исследовательский центр
стандартизации метрологии и веществ (ВНИИЦ СМВ) разработал
свой метод для определения фактора сжимаемости Z. Любой из этих
двух методов, а также метод GERG-91 или NX19 по ГОСТ 8.563-97
могут быть введены в программу базы данных, например корректо-
ра СПГ-761. Значения расхода и объема газа приводят к стандарт-
ным условиях в соответствии с правилами ПР 50.2.019.

В ГОСТ 8.563.2-97 кроме приведенных уравнений даны фор-
мулы (5.13)-(5.15) вычисления количества среды (массы т, объе-
ма Vc) и количества энергии Ед (теплоты сгорания) среды:

т2 т2 т2

m = J qmdv, Vc = J qcdt\ Еэ = J Q3dT,

T1 Tj Tj

где q3 — расход энергосодержания (теплоты сгорания), МДж/с,
q3 = qcHc = qmHm, где Hm — массовая удельная теплота сгорания,
МДж/м3.

Вопросы повышения точности измерений количества теплоты,
разностей расходов и разностей температур отражены в работах
[024] и сборниках докладов 1-13 конференций «Коммерческий
учет энергоресурсов» в 1994—2001 гг. (Санкт-Петербург).
Глава 13

РАСХОДОМЕРЫ ПЕРЕМЕННОГО УРОВНЯ

13.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА

Расходомерами переменного уровня называются приборы, ос-
нованные на зависимости между расходом и высотой уровня в
сосуде, в который жидкость непрерывно поступает и из которо-
го 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 измере-
ния расхода жидкостей, вытекающих из трубопровода в откры-
тые емкости, но и в емкости, находящиеся под давлением. В пер-
вом случае преобразователь расхода — открытый, во втором —
закрытый.

Расходомеры могут быть с полностью или с частично затоп-
ленным отверстием истечения. У первых это отверстие делается
круглым и располагается в дне или иногда внизу боковой стен-
ки сосуда. Эта разновидность может рассматриваться как част-
ный 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 рас-
ходомеров переменного уровня сосуд с отверстием истечения не-
подвижный, но он может быть и подвижным. В последнем слу-
чае измеряется вес сосуда, поскольку последний связан с высотой
уровня, а значит, и с расходом жидкости.

Рассматриваемые расходомеры применяют преимущественно
там, где применение расходомеров с сужающими устройствами
затруднено по тем или другим причинам. Они служат для из-
мерения расхода: агрессивных жидкостей, серы [5], сточных вод и
загрязненных жидкостей, различных пульп, суспензий [12] и газо-
жидкостных, в частности нефтегазовых смесей [1, 2]. Ряд работ
посвящен исследованию их коэффициентов расхода, главным об-
разом, для щелевых расходомеров [5, 13, 19], а также методике их
расчета [3, 7]. Имеются две монографии по этим приборам [1, 5].

13.2. РАСХОДОМЕРЫ
С ЗАТОПЛЕННЫМ ОТВЕРСТИЕМ ИСТЕЧЕНИЯ

Затопленное отверстие истечения — круглое, обычно диафраг-
ма. Выполнен ряд работ [14, 15,17, 18] по исследованию диафрагм,
установленных в дне или боковой стенке сосуда. Кроме того, име-
Рис. 117. Схема расходомера перемен-
ного уровня

ется исследование [16] сопел чет-
верть круга, установленных в дне
сосуда. Стандартные же сопла не
применяются в качестве отверстий
истечения. У них возможен отрыв
струи от стенки вследствие малых
чисел Rej и действия сил тяжес-
ти, нарушающих постоянство ко-
эффициента расхода а.

Схема расходомера с диафраг-
мой 5, установленной в дне сосуда
4, изображена на рис. 117. Для
устранения влияния динамическо-
го давления жидкости, поступаю-
щей в сосуд по трубе 2, на харак-
тер истечения ее из диафрагмы

служат перегородки 3. Сосуд снаб-
жен уровнемерной трубкой 1 со
шкалой. Толщина s цилиндричес-

кой 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 кре-
пежных болтов утоплены в днище сосуда, а торцевая плоскость
диафрагмы совпадает с плоскостью днища. Чтобы ближайшая
боковая стенка не влияла на направление струй, притекающих
к диафрагме, расстояние от оси последней до боковой стенки долж-
но быть не менее 3d.

Перепад давления на диафрагме Др = hgp, где р и Л — плот-
ность и высота уровня жидкости в сосуде. Подставляя это значе-
ние Др в уравнение qo = аГо^2Др/р, получим уравнение измере-
ния для расходомера с сужающим устройством в дне сосуда

qo = aFoj2gh.

Отсюда следует, что объемный расход не зависит от плотности
жидкости и целиком определяется высотой й. Зависимость qo от
й квадратичная. Это же уравнение справедливо и для диафрагмы,
установленной в боковой стенке, если й — высота уровня жидко-
сти от оси отверстия диафрагмы.

У сужающих устройств в дне или в боковой стенке коэффици-
ент скорости входа Е = 1. В связи с этим у них коэффициент
расхода а совпадает с коэффициентом истечения С. А исходное
значение а = С у диафрагм, установленных в дне или в боковой
стенке, равно 0,598, что соответствует значению а у стандартных
диафрагм, имеющих т < 0,05. Но это значение справедливо, если
й > 800 мм, Re^ > 105 и d > 100 мм. При малых d надо вносить
поправку на притупление входной
кромки. При Rej < 105 надо вно-

сить поправку на уменьшение до-
полнительного сужения струи. Обе
поправки увеличивают коэффици-
енты а и С. При малых h изменяет-
ся расположение линий тока при
входе в диафрагму и усиливается

влияние сил поверхностного натя-

жения в струе, вытекающей из ди-
афрагмы, что также приводит к воз-
растанию а и С. На рис. 118 пока-
зана схема действия этих сил. Силы
1, действующие в сечениях, которые

проходят через ось струи, и стремя-
щиеся увеличить ее поперечное се-
чение, больше сжимающих сил 2,

Рис. 118. Схема действия сил по-
верхностного натяжения в вытека-
ющей струе:

1 — растягивающие силы в сечениях,
проходящих через ось струи; 2 — сжи-

мающие силы в сечениях, перпендику-
лярных к оси струи; 3 — результиру-
ющие силы

действующих в сечениях, перпендикулярных к оси струи. В ре-
зультате сечение струи и коэффициенты а и С возрастают. Осо-
бенно велики силы 1 вблизи входной кромки диафрагмы, где мал
радиус кривизны поверхности струи. Для диафрагм, установлен-
ных в дне сосуда, поправочный множитель k к коэффициентам а
и С, учитывающий влияние сил поверхностного натяжения, мож-
но выразить в зависимости от критерия Вебера We= du2p/o, где о

и р — поверхностное натяжение и плотность жидкости соответ-
ственно; d — диаметр диафрагмы; v — скорость истечения, опре-
делять согласно работе [15] по уравнению

k = 1 + 8/We.

Так как v = -Jzgh, где h — высота уровня жидкости, то для
множителя k можно использовать второе выражение

k = 1 + 4o/(gp/za).

Чем меньше Л, тем больше k. Применять h < (100+150) мм не
следует, чтобы избежать образование воронки над отверстием ис-
течения, через которую может подсасываться воздух. Это суще-

Рис. 119. Зависимость коэффициента расхода а для диафрагмы, установ-
ленной в дне сосуда, от числа Re(; и высоты уровня жидкости Л:

1 — h~ 206 мм; 2 — h = 430 мм; 3 — h~ 780 мм
Рис. 120. Зависимость коэффици-
ента расхода а от диаметра отвер-
стия диафрагмы d при различных
высотах уровня жидкости h:

I — h = 63 мм; 2 — h = 220 мм; 3 —
h = 420 мм; 4 — h = 820 мм; 5 — h =
= 2000 мм

ственно ограничивает диапазон из-
мерения расхода. Для получения его
равным трем надо иметь высоту
сосуда не менее 1000-1500 мм.

На основании опытов [17,18], про-
веденных в диафрагмами, которые
были установлены в дне сосуда, на
рис. 119 построена зависимость ко-
эффициента а от числа Re^ при Л,
равной 206, 430 и 780 мм, а на
рис. 120 — зависимость а от d при Л
от 63 до 2000 мм. Из этих рисунков
следует, что а возрастает с уменьшени-
ем Re^, h и d.

Ганзен вывел [14] формулу обоб-
щенного критерия, включающего
число Re, число We и отношение

d/h, от которого однозначно с хорошей точностью зависит коэф-
фициент расхода а для диафрагм, установленных в дне сосуда.
Этот критерий — ReJ/2 We (1 + d/h). Из рис. 121, а, на котором
приведена зависимость а от ReJ^2 We(l + d/h), следует, что резуль-

таты всех ранее проведенных экспериментов хорошо соответству-
ют одной теоретической кривой. Для сравнения на рис. 121, б на-

несены те же экспериментальные точки, но в зависимости лишь
от числа Re^. Вместо одной получены четыре кривые в зависимо-
сти от d и температуры воды.

Для диафрагм, установленных в боковой стенке, в качестве
обобщенного критерия Ганзен рекомендует [14] несколько дру-

Рис. 121. Зависимость коэффициента расхода az а — от обобщенного кри-
терия Re]/2We(l + d/Л); б — от числа Red
гой вид обобщенного критерия, а именно ReJ/2We(l + d/h)2,
в котором усилена роль отношения d/h. Причина заключается

в нарушении симметрии линий тока (как при входе, так и при вы-
ходе из диафрагмы) вследствие влияния сил тяжести. Это наруше-
ние возрастает с увеличением отношения d/h. Как показали опы-

ты, а у диафрагмы, установленной в боковой стенке, на 0,1-0,4 %
(в среднем на 0,2 %) меньше, чем у диафрагмы в дне сосуда.

Помимо диафрагм были исследованы [16] сопла четверть кру-
га диаметром 20 мм и радиусом закругления г = 7 мм. установ-
ленные в дне сосуда. При числах Re^, равных 102,103,104 и 5 • 104-^
+1 • 105 получены значения а, равные 0,73, 0,82, 0,86 и 0,89 соот-

ветственно. Изменение высоты Л в пределах от 660 до 1200 мм
мало влияло на а. Увеличение поверхностного натяжения не уве-

личивало, а уменьшало а, так как у сопла имеются только силы,

сжимающие вытекающую струю.

13.3. ЩЕЛЕВЫЕ РАСХОДОМЕРЫ С НЕПОДВИЖНЫМ СОСУДОМ

Разновидности отверстий истечения. Для измерения расхода
воды в открытых каналах давно и широко применяют водосли-
вы. Щелевой расходомер — миниатюрный водослив в стенке со-
суда, в который непрерывно подается жидкость. Расход опреде-
ляют по высоте уровня жидкости над нижней кромкой отверстия
истечения. От формы этого отверстия зависит характер шкалы
прибора. На рис. 122 изображено отверстие истечения произволь-
ной формы. Объемный расход dq0 через элементарную площадку
отверстия шириной х и высотой dy, находящуюся на высоте у от
нижней кромки, находим из уравнения dq0 = axdy [2g (h - t/)]0,5,
где a — коэффициент расхода. Отсюда следует уравнение для
полного расхода q0 через отверстие истечения:

h ______

q0 = ^2g j axy]h - ydy.

Простейшим будет отверстие прямоугольной формы (рис. 123, а)
шириной Ь. Подставляя в это уравнение х = Ь, интегрируя его и
считая а постоянным, получаем

q0=(2/3)abj2gh3/2.

Шкала у такого прибора неравномерная, сужающаяся по на-
правлению от 0 к <?тах; в этом его недостаток.

Более равномерная шкала у отверстия, имеющего форму сим-
метричной трапеции, которая расширяется книзу (рис. 123, б).
Уравнение расхода для этого отверстия

q0=(2/15)ayf2gh3/2(5b-4htg Р/2).
Рис. 123. Отверстия истечения заданной формы: а —
прямоугольное; б — трапецеидальное; в — со стенка-
ми четверть круга

Рис. 122. Отверстие ис-
течения щелевого расхо-
домера

При угле Р = 50° достигается хорошая пропорциональность меж-
ду qo и Л в пределах десятикратного диапазона измерения расхода.

Еще лучшая пропорциональность (линейная шкала в преде-
лах от 10 до 100 %) получается при отверстии, изображенном на
рис. 123, в. Каждая из боковых стенок этого отверстия образова-
на четвертой частью окружности, имеющей диаметр d. Уравне-
ние расхода для этого отверстия имеет вид

qo = а[(2/ 8)byf2^h3/2 - Zd5/2].

Значения коэффициента % в зависимости от отношения h/d
приведены ниже:

h/d . . . . . 0 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300
х • • .. . . 0 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
X •• • • . . 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
X • • • • . . 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.

Теперь определим форму отверстия истечения для получения
линейной шкалы, т. е. зададимся зависимостью

qo = kh,

где k = qm&x./hmsCK — постоянный коэффициент.

Подставив значение qo в первое уравнение, получим выраже-
ние

J ax-Jh-ydy -kh/ yf2g,

являющееся частным случаем уравнения Абеля. Его решение
дает искомую зависимость между х и у в виде

x = cjy,
где с = >l2k / (cot)VF и» следовательно, k = anc-Jg / у[2.

Подставив это значение k в уравнение расхода qo = kh, получим
qo = асп y[2gh / -J2.

Профиль отверстия, построенный по этому уравнению, близок
к профилю, изображенному на рис. 123, в, но 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. 124. Прежде всего было предложено отвер-
стие, изображенное на рис. 124, 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 = aby]2gah,

где а и b — высота и ширина прямоугольной части соответствен-
но; h — высота уровня жидкости от плоскости отсчета, которая
согласно [19] находится на расстоянии е = а/3 от нижней кромки
отверстия.

Рис. 124. Отверстия истечения, обеспечивающие пропорциональность
между qo и h (за исключением начальной части шкалы)
Подставляя в это уравнение gmax и Лтах вместо q и h, определя-
ем а при выбранном значении Ъ. Зависимость ширины х от вы-
соты у криволинейной части профиля согласно [11, 13, 19] опре-
деляется уравнением

х = b (1 - 2 arctg yfh/а / л).

Предложены [8] и другие уравнения для определения профи-
ля криволинейной части.

Иногда для упрощения изготовления применяют несиммет-
ричный профиль Сутро (рис. 124, б) с одной криволинейной кром-
кой. Кроме того, находят применение отверстия истечения, пока-
занные на рис. 124, в и г, у которых взамен отсеченной нижней
части добавлены заштрихованные площадки не вниз, а вбок
(рис. 124, в) или вверх (рис. 124, г).

Применение отверстий, показанных на рис. 124, с нижней пря-
моугольной частью вместо отверстия по теоретическому уравне-
нию приводит к появлению погрешности измерения расхода А<? =
= (9р ~ <7т)/<7о> гДе <7р — расход жидкости через прямоугольную
часть реальной щели; дт — расход жидкости через нижнюю часть
щели высотой ац с идеальным профилем. На рис. 125 приведены
взятые из работы [1] кривые зависимости погрешности б9 от вы-
соты уровня жидкости h и от отношения ао/ап высот прямо-
угольной части профиля Сутро (см. рис. 124, а и б). Наивыгод-
нейшие значения ао/ап находятся в пределах от 1 до 1,05, т. е.
при ап = (1-ьО,95)ао. Так, при ап = О,95ао погрешность бд не превы-
шает ±0,5 % в пределах от 5 до 100 % <?тах, а в верхней части
шкалы — уменьшается до ±0,3 %. Из работы [1] следует, что для
профиля на рис. 124, в наивыгоднейшее отношение Ъ/4ЬД = 0,95;
это сооответствует Ьд = 0,263b и Ь\ = 1,526b. При этом погреш-
ность 8? не превосходит ±0,7 %
в пределах шкалы от 3 до 100 %
<7П1ах, но высота нижней прямоуголь-
ной части а = а0 оказывается в два
раза меньше, чем у профиля Сут-
ро. У профиля на рис. 124, г опти-
мальное отношение ао/ад = 0,3 или
ад = 3,3ао. При этом погрешность
бд не превышает ±1,5 % в пределах
шкалы от 10 до 100 %5тах. Таким
образом, профили на рис. 124, а—в
примерно равноценны в части по-
грешности 6Q, а профиль на рис. 124, г
в этом отношении хуже. Профиль
Сутро имеет меньшую ширину Ъ и
большую высоту а прямоугольной
части, чем профиль на рис. 124, в.
Это делает его более компактным

Рис. 125. Зависимость погрешнос-
ти измерения расхода 8? от высоты
уровня жидкости Л/Лтах и от отно-
шения а0/ап в профиле Сутро:

1 — а0/ап = 10; 2 — а0/ап = 2; 3 — а0/ап =
1.05; 4 — ал/сп = 1; 5 — оо/сп = 0,8
и уменьшает возможность засорения. Иметь высоту а < 2 мм не
рекомендуется, а при измерении расхода сырой нефти, содержа-
щей кусковой парафин, эта высота должна быть не менее 15 мм.
Но при увеличении отсекаемых частей профиля а0 и b возрастает
погрешность 8„, а также высота отверстия истечения. При малых
расходах полезно осуществлять уменьшение а0 (в допустимых
пределах) и соответствующее увеличение Ь, но при больших рас-
ходах надо увеличивать а0, чтобы предотвратить слишком боль-
шое увеличение Ь. При определении площади присоединяемой
части нередко исходят из равенства присоединяемой и отсекае-
мой площадей, но логичнее исходить из равенства расходов через
них [6] при средней высоте уровня Л.

Допуски на изготовление отверстий истечения, показанных на
рис. 124, должны быть жесткими. Так, допуск на ширину х щели
должен быть не более ±(0,01^-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 со-
стояния входной кромки. Особенно значительна зависимость а от
ширины щели. Чем меньше эта ширина, тем больше а. Так,
в профиле Сутро (см. рис. 124, а) при высоте нижней прямоуголь-
ной части а = 6,1 мм и уменьшении ее ширины Ъ 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. 123, а) при уменьшении
ширины b от 16 до 3 мм, коэффициент а возрастал [4, 12] от 0,64
до 0,75. Увеличение степени стесненности потока и вязкости также
приводит к возрастанию а. При больших значениях высоты уровня
h коэффициент а в большинстве случаев сохраняется почти неиз-
менным. С уменьшением же h иногда наблюдается понижение
коэффициента а, сменяющееся в дальнейшем его повышением.
При очень малых h коэффициент а, как правило больше, чем при
больших h.

Для ориентировочных оценок значения коэффициента расхо-
да а у щелевых расходомеров предложена [4] кривая (рис. 126)

зависимости а от числа Re.
При определении Re за
характерный размер при-
нят гидравлический ради-
ус — отношение площади
живого сечения потока к
смоченному периметру от-
верстия истечения. Но
средняя квадратическая

Рис. 126. Зависимость коэффициента расхода
а от числа Re для щелевых расходомеров
погрешность определения а по этой кривой достигает 3,5-4,5 %.
Таким образом, для обеспечения точного измерения расхода надо
определять а экспериментально. Точность такого определения
будет зависеть от точности образцовых средств для измерения
расхода жидкости и достаточного числа опытов.

13.4. УСТРОЙСТВА РАСХОДОМЕРОВ

Измерение уровня h как в щелевых, так и в других расходоме-
рах переменного уровня можно производить разными способа-
ми. Наиболее простой — визуальный по шкале у профиля отвер-
стия истечения или у уровнемерного стекла.

На рис. 127 показана треугольная насадка 1 на трубу 2 с уров-
немером стержневого типа 3. Эта насадка [024] и является водо-
сливом. При угле в вершине насадки 50° зависимость между рас-
ходом и уровнем близка к линейной с точностью ±2 % по отно-
шению к 75 % предела измеряемого расхода в диапазоне 1:10.
Для трубы диаметром 400 мм при уровне воды 75 % (300 мм) рас-
ход будет 400 м3/ч.

Для получения указанных выше значений нижний конец
стержневого датчика уровня должен быть установлен выше дни-
ща насадки. Уровнемеры могут быть различных типов.

Расход показанного щелевого расходомера с насадкой связан с
уровнем h следующей зависимостью:

qo = — a^2gh1’5(5b - 4й0,466),

где а — коэффициент расхода, зависящий от числа Re, а = 0,6+
+0,85 (см. рис. 126); g — ускорение силы тяжести; b — ширина
насадки; Нтвх — высота установки уровнемера.

В ЗАО «Взлет» (Санкт-Петербург) производится для учета рас-
хода жидкостей прибор «Взлет РСЛ» с уровнемером для безна-
порных трубоприводов, открытых каналов и лотков. Их основ-
ные технические характеристики следующие:

Внутренний диаметр трубопроводов и глубина каналов, м..........0,15-4

Скорость потока жидкости, м/с ................................0,05-10

Уклон .................................................. 0,0001-0,067

Уровень измеряемой жидкости, м .................................до 4

Погрешность измерения уровня жидкости, %, не более.................±4

Погрешность измерения объемного расхода, %, не более:
при градуировке на месте эксплуатации.............................±3

при одноточечной калибровке в трубопроводах и U-об-
разных лотках ...............................................±4

в каналах, оборудованных стандартными водосливами
или лотками..................................................±5

Длина связи электронного блока с акустической системой дат-
чика, м........................................................до 200
Температура окружающей среды, °C:
для датчика уровнемера.................................от -20 до + 50

для электронного блока .............................от 0 до +50

Напряжение питания...................................36 (220) В, 50 Гц

Степень защиты:
акустической системы ..........................................IP67

электронного блока .....................................IP54

Функциональные возможности прибора «Взлет РСЛ»:

измерение уровня, расхода и объема жидкости в самотечных
водоводах;

архивирование измеренных значений в архивах: часовом (за
2 месяца), суточном (за 2 месяца), месячном (за 2 года), с про-
граммируемым интервалом от 2 до 60 мин (70 тыс. записей), а
также отказов и нештатных ситуаций;

представление измерительной информации на встроенном
дисплее, в виде токовых сигналов (0-5; 0-20; 4-20) мА, через по-
следовательный интерфейс RS485 или RS232, через программи-
руемые релейные выходы (восемь выходов).

Особенностями такого прибора являются: наличие оператив-
ного ввода расходной характеристики на объекте; отсутствие ус-
покоительных устройств; отсутствие воздействия конденсата и
загрязнения датчика на работу прибора вследствие его регуляр-
ной самоочистки; сигнализирование достижений заданных уров-
ней (восемь значений).

Весьма распространен гидростатический метод, при котором
измеряется давление р, создаваемое столбом жидкости высотой
h. Это давление р = gph. У отверстий истечения, обеспечивающих
пропорциональность между объемным расходом qo и высотой h,
т. е. удовлетворяющих уравнению qo = kh, где k — постоянный

Рис. 127. Насадка трубы с
уровнемером (Нтах — высо-
та установки уровнемера)

Рис. 128. Схема щелевого рас-
ходомера для измерения расхо-
да нефти
множитель, при гидростатическом методе существует линейная
зависимость между массовым расходом qM и давлением р, т. е.

9м = 9оР = khp = kp/g.

Пример устройства щелевого расходомера для измерения рас-
хода газонасыщенной нефти [1] дан на рис. 128. Нефть по трубе
1 поступает тангенциально в сепарационную камеру 2, где проис-
ходит разделение фаз. Жидкость опускается в сосуд 4, снабжен-
ный успокоительной перегородкой 3, и вытекает через щелевое
отверстие 7 в нижнюю часть емкости 6. Газ же в сепарационной
камере поднимается вверх и по трубе 8 переходит в нижнюю
часть емкости 6, где вновь смешивается с нефтью и вместе с ней
уходит по трубе 5. Измерение уровня в сосуде 4 можно выпол-
нять различными способами. При гидростатическом методе один
конец дифманометра присоединяется к нижней, а другой —
к верхней части сосуда 4.

Харьковское ОКБА НПО «Химавтоматика» изготовляло пре-
образователи расхода типа ПРЩ с профилированной щелью, обес-
печивающей пропорциональность между qo и h. Дифманометр
с пневматическим выходным сигналом 20-100 кПа измеряет
давление воздуха в пьезометрической трубке, равное гидростати-
ческому давлению столба жидкости высотой Л. Расход продувае-
мого воздуха не более 0,8 л/мин. Изготовляют три типоразмера
ПРЩ: на расходы 1,0-1,6 т/ч при Дртах = 0,64^0,7 кПа, на расхо-
ды 2,5-6,3 т/ч при Дртах = 1,1-5-1,6 кПа и на расходы 10-30 т/ч
при Артах = 2,1-н2,2 кПа. Класс точности первых двух 4, последне-
го 2,5. Расходомеры пригодны для некристаллизующихся агрес-
сивных жидкостей, имеющих плотность от 970 до 1800 кг/м3, вяз-
кость не более 0,01 Па • с и температуру до 70 °C.

Погрешность измерения. Исходя из уравнения уровня полу-
чим уравнение средней квадратической погрешности щелево-
го расходомера с отверстием истечения по рис. 124

= 5о|(Дс / с)2 + (Да / а)2 + (Дй / Л)2 + (Дд / g)2 ] .

Погрешность Де постоянной е профиля отверстия истечения
зависит от: отклонения реального профиля от идеального, неточно-
сти изготовления и изменения профиля в процессе эксплуатации.
Составляющая Де/с от первой причины не превышает ±0,5 % (см.
рис. 125). Погрешность от неточности изготовления зависит от
жесткости допусков (особенно на ширину щели х). При х = 10 мм
и погрешности Дх = 0,05 мм соответствующая составляющая
Де/с = 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 не-
обходима периодическая очистка отверстия.
Погрешность Да/а можно оценить значениями ±(1-5-1,5) %.
Но при экспериментальной градуировке расходомера фактичес-
ки будет определяться не а, а произведение ас и, следовательно,
будет влиять общая Дас, а не отдельные погрешности Да и Дс.

Исходя из класса уровнемера 1-1,5 получим погрешность Ah/h =
= (1-5-1,5)(йтах/Л) %. Погрешностью Ag можно пренебречь. В ре-
зультате при тщательной градуировке и учете изменения произ-
ведения ас с высотой h общая погрешность измерения не пре-
взойдет 1 %, но без этого учета она может достичь 1,5-2 %.

Для прямоугольного отверстия истечения (рис. 123, а) уравне-
ние для погрешности будет иметь вид

= 5о[(Да / а)2 + (ДЬ / fe)2 + (ЗД/г / 2Л)2 + (Д£ / 2g)2 ]°’5.

Относительно погрешности Да/а справедливо все сказанное ра-
нее. Погрешность же ДЬ/Ь меньше погрешности Дс/с, так как
у прямоугольного профиля нет разницы между идеальной и ре-
альной формами отверстия, а изготовление его проще. Влияние
погрешности Д/г здесь несколько больше, чем у профиля Сутро,
из-за множителя 3/2.

13.5. РАСХОДОМЕРЫ С ПОДВИЖНЫМ СОСУДОМ

У щелевых расходомеров с подвижным сосудом, непрерывно
заполняемым жидкостью, измеряется масса камеры, из которой
жидкость вытекает через отверстие в дне или в боковой стенке.
При надлежащей форме сосуда можно получить линейную зави-
симость между массой жидкости т в сосуде и расходом [1, 2].

На рис. 129 показаны четыре разновидности подвижных сосу-
дов. Три из них (рис. 129, а—в) имеют щелевые отверстия истече-
ния в одной из боковых стенок. У одного (рис. 129, г) круглое
отверстие истечения находится в дне. У всех сосудов две боковые
стенки параллельны и расположены на расстоянии Ск друг от
друга.

Чтобы обеспечить пропорциональность между массовым рас-
ходом qm и т в сосуде (рис. 129, а) с прямоугольным отверстием,
надо две параллельные боковые стенки выполнить в виде парабо-
лических сегментов, у которых ширина 2хк связана с высотой /г
зависимостью хк = 2pch, где рс — параметр параболы.

Тогда массу жидкости т в сосуде, заполненном до высоты h,
найдем из уравнения

т = pj 2xKCKdh.
о

Из последних двух уравнений получим

19 П. П. Кремлевский
Рис. 129. Подвижные сосуды расходомеров перемен-
ного уровня

т = 4y[2p^pCKh3/2 /3.

Решая это уравнение и учитывая, что qm = qop, найдем
qm = akm,

где k - bjg/2CKJp^.

Если отверстие истечения выполнено в соответствии с рис. 124, б
и его ширина 2х связана с высотой зависимостью 2x = c-Jh, то
сосуд должен иметь постоянную по высоте площадь F = СкСр
Тогда т - phCKCi и следует

qm = akm,

где k = nc-Jg / \[2СкСг.

На рис. 129, в показан сосуд с отверстием истечения парабо-
лической формы, построенным по уравнению х2 = 2р0Л, где р0 —
параметр параболы. Подставляя это значение х в формулу и ин-
тегрируя его, получим

Qo = Sajgp^h2 /2.

Две боковые стенки сосуда имеют форму треугольников, пло-
щадь F которых связана с высотой h зависимостью F = tg (fi/2)h2.

Очевидно, что масса т и высота h жидкости связаны уравне-
нием

/n = pCKtg(P/2)ft2.

Решая совместно два последних уравнения, получим
qm - akm.
где k = 8^/3V2CKtg(₽/2).

Если круглое отверстие площадью F находится в дне сосуда
(рис. 129, г), то уравнение расхода имеет вид

qo = aFyfegh.

Для получения пропорциональности между qm и т надо, что-
бы объем камеры, а значит, и площадь Fc боковых ее стенок из-
менялись пропорционально Л0,5. Для этого требуется ширину 2хк
этих стенок изменять по закону хк = kch~0,5, где kc — величина
постоянная. Тогда массу т найдем из уравнения

т = pj CKkch~0,5dh = 2pCKkch0,5.

Решая его совместно с уравнением расхода, получим
qm = akm,
где k = Fyfg /-j2kcCK.

Из рассмотренных разновидностей наиболее целесообразны пре-
образователи по рис. 129, а и в благодаря простоте изготовления
отверстия истечения у первого и сосуда у второго. Но у них в
нижней части отверстий образуется порог — источник нелиней-
ности в начале шкалы прибора. Для уменьшения зоны нелиней-
ности рекомендуется уменьшать ширину Ъ щели у первого сосу-
да. У второго же сосуда следует делать дно камеры в виде парабо-
лического сегмента, что исключает образование порога, а параметр
параболы ро брать меньше 0,5. Недостаток преобразователя с от-
верстием истечения в дне (рис. 129, г) — образование над этим
отверстием воронки при малой высоте Л. Надо, чтобы h > 3d, где
d — диаметр отверстия истечения, но при этом уменьшается диа-
пазон измерения. Кроме того, изготовление его профильных сте-
нок сложно.

Средняя квадратическая погрешность cqm расходомера с по-
движным сосудом имеет вид

aqm = 5о|(Да/а)2 + (ДЛ/Л)2 +(Дтп/тп)2]° .

Сказанное ранее о погрешности Да остается справедливым и в
этом случае. Погрешность Д/г зависит от точности изготовления
измерительного сосуда и при надлежащих допусках может быть
уменьшена до незначительного значения.

Наибольшее значение имеет погрешность Д/n измерения мас-
сы жидкости. Она зависит не только от метода измерения и клас-
са точности измерительного устройства. На нее могут влиять так-
же: удар струи входящей жидкости, реакция вытекающей струи,
отложения на стенках камеры, жесткость присоединительных труб,
Рис. 130. Устройство расходомера
с подвижным измерительным со-
судом

опоры и т. п. При рациональном
вводе жидкости в сосуд влияние
удара струи можно свести до мини-
мума. Если сосуд имеет шарнирную
опору, то входящую струю надо на-
править на нее. Влияние отложений
можно учесть, взвешивая пустой
сосуд.

В качестве примера на рис. 130
показана схема щелевого расходо-
мера с подвижным сосудом. В ци-
линдрическом корпусе 2 располо-
жены сепарирующая емкость 3 сег-
ментообразной формы и подвижной

измерительный сосуд 4 треугольной формы. Нефть в смеси с га-
зом по трубе 1 поступает в сепаратор 3, в котором жидкость
течет по широкому основанию, дегазируясь при этом. Затем че-
рез дозирующую щель, расположенную над осью опоры подвиж-
ного сосуда 4, она выливается в сосуд. Из сосуда 4 жидкость
через отверстие истечения 8 параболической формы вытекает
в нижнюю часть корпуса 2, где смешивается с газом и удаляется
по трубе 9. Вес сосуда 4 воздействует через стержень 5,имеющий
сильфонное уплотнение 6, на тензорезисторный преобразователь
7 силоизмерительного устройства.
Глава 14

ТУРБИННЫЕ, КРЫЛЬЧАТЫЕ, ШАРИКОВЫЕ
И РОТОРНО-ШАРОВЫЕ ТАХОМЕТРИЧЕСКИЕ
РАСХОДОМЕРЫ И СЧЕТЧИКИ

14.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
ТАХОМЕТРИЧЕСКИХ РАСХОДОМЕРОВ И СЧЕТЧИКОВ

Тахометрическими называются расходомеры и счетчики, име-
ющие подвижной, обычно вращающийся элемент, скорость дви-
жения которого пропорциональна объемному расходу. Они под-
разделяются на турбинные, крыльчатые, шариковые, роторно-ша-
ровые и камерные. Иногда крыльчатки называют турбинками,
различаются они конструкцией лопаточного аппарата и подачей
потока.

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 друго-
го 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 элемент,
скорость движения которого пропорциональна объемному расхо-
ду, а вторая ступень — тахометрический преобразователь, выра-
батывающий измерительный сигнал, обычно частоту электриче-
ских импульсов, пропорциональную скорости движения тела. Здесь
измерительным прибором будет электрический частотомер: циф-
ровой или аналоговый. Если его дополнить счетчиком электри-
ческих импульсов, то получим наряду с измерением расхода также
и измерение количества прошедшего вещества. Тахометрические
расходомеры появились значительно позже упомянутых ранее
счетчиков количества жидкости и газа и не получили еще столь
широкого распространения. Их существенные достоинства —
быстродействие, высокая точность и большой диапазон измере-
ния. Так, если погрешность турбинных счетчиков воды (ось кото-
рых через редуктор связана со счетным механизмом) равна ±2 %,
то у измерителей количества, имеющих тахометрический преоб-
разователь, 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 зависимости от точно-
сти примененного частотомера.

Крыльчатые и турбинные тахометрические расходомеры и
счетчики количества могут изготовляться для труб диаметром
от 4 до 750 мм [48], для давлений до 250 МПа [43] и температур
от -240 до +700 °C. У нас турбинные приборы применяют пре-
имущественно для измерения расхода и количества воды, раз-
личных нефтепродуктов и других жидкостей. На ряде россий-
ских заводов начато их производство и для измерения расхода
газа. Основной недостаток турбинных расходомеров — изнаши-
вание опор, и поэтому они непригодны для веществ, содержащих
механические примеси. Кроме того, с увеличением вязкости ве-
щества диапазон линейной характеристики уменьшается, что ис-
ключает их применение для очень вязких веществ. Но смазыва-
ющая способность измеряемого вещества желательна для тур-
бинных расходомеров. Это делает их более пригодными для жид-
костей, чем для газов.

Иногда для измерения расхода в трубах большого диаметра
применяют маленькие крыльчатки и турбинки, занимающие не-
большую часть площади сечения трубы. С помощью жесткой
штанги они вводятся в центр или в другую точку сечения пото-
ка. 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 недав-
но и пока не получили широкого применения.

Камерные приборы как счетчики жидкости и газа наряду
с турбинными применяют очень давно. Ранее их называли объем-
ными приборами. Они отличаются большим разнообразием под-
вижных элементов, дающих наименование разновидностям этих
приборов: роторные, поршневые, дисковые, с овальными шестер-
нями, лопастные, винтовые и т. д. По сравнению с турбинными и
шариковыми счетчиками количества они могут обеспечить боль-
шую точность и больший диапазон измерения. Так, несмотря на
связь вала подвижного элемента с редуктором и счетным механиз-
мом, погрешность у некоторых из них составляет всего ±(0,2+
+0,5) %. Кроме того, камерные счетчики пригодны для измере-
ния количества жидкости любой вязкости, в том числе и очень
большой. Но они чувствительны к загрязнениям и механичес-
ким примесям.

При необходимости иметь результаты измерения крыльчаты-
ми, турбинными, шариковыми и камерными приборами в едини-
цах массы их дополняют устройствами, корректирующими пока-
зания в зависимости от плотности измеряемого вещества или толь-
ко от температуры — для жидкостей.
14.2. КРИТЕРИИ ПОДОБИЯ

У КРЫЛЬЧАТЫХ И ТУРБИННЫХ РАСХОДОМЕРОВ

Преобразователи расхода могут быть с аксиальной турбинкой
и с тангенциальной крыльчаткой. У первых лопасти расположе-
ны 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. Крыльчатки при-
меняют лишь при небольших диаметрах труб, обычно до 50 мм.
Теория аксиальной турбинки рассматривается во многих рабо-
тах [7,8,10,15, 34, 41,45, 50, 64].

Зависимость числа оборотов п в единицу времени от объемно-
го расхода qo у аксиальной турбинки выражается в общем виде
уравнением

п (р (Qo, V, р, 71, ^н’ ^в’ 7/),

где v и р — кинематическая вязкость и плотность измеряемой
жидкости; Мс — момент сопротивления тахометрического преоб-
разователя; D — диаметр трубопровода; dH и dB — наружный и
внутренний диаметры лопастей турбинки; z — число, а I — осе-
вая длина лопастей; Н — шаг лопастей по винтовой линии.

На основании л-теоремы подобия предыдущее уравнение мо-
жет быть выражено в критериальной форме с помощью критери-
ев подобия = nD3/qo; п2 = qo/(yD); п3 = МсВ/(рд2); Л4 = dJD;
л5 =dB/D-, л6 = а; л7 = 1/D; л8 = H/D; nD3/qo = f [qo/(vD\, MJ)/
/(PQ2o); dJD, dJD, z, l/D, H/D].

Для тангенциальной турбинки критерий H/D будет отсутство-
вать, а I будет обозначать высоту лопастей.

Для конкретной турбинки все критерии, кроме л4, п2 и Л3, бу-
дут постоянными. Поэтому отношение n/qo, входящее в критерий
Л| и являющееся основной характеристикой расходомера, будет
зависеть только от числа Re = п2 и от критерия MJ)/(pq3o). Послед-
ний же может иметь практическое значение лишь вначале шка-
лы, так как с увеличением расхода qo он резко убывает, не говоря
о том, что момент сопротивления Мс обычно очень мал. Поэтому
характеристика расходомера определяется главным образом
числом Рейнольдса. Это хорошо иллюстрирует рис. 131, а и б.
На первом из них построена кривая зависимости nD3/qo от Re,
а на втором — n.D3/\' от Re, полученные [50] при испытании
аксиальной турбинки, имевшей Л = 25 мм, на жидкостях различ-
ных вязкостей от 6 • 10-6 до 7 • 10 4 м2/с.

Из графиков следует, что при средних и больших значениях
Re отношение n/qo сохраняет постоянное значение и шкала рас-
ходомера имеет почти линейный характер. Диапазон измерения
«Zmax/^min с линейной градуировкой, не зависящей от свойств (вяз-
кости и плотности) вещества, возрастает от 5-10 при малых диа-
метрах труб и малых скоростях до 15-20 при больших скоростях
и больших диаметрах. С уменьшением значения Re при перехо-
де от турбулентного к ламинарному движению начинает все силь-
Рис. 131. Зависимость между критериями nD^/q и Re (а) и nDz/v и Re (б) для
турбинки с D = 25 мм

нее сказываться влияние вязкости, и относительная скорость вра-
щения турбинки n/qo падает, градуировка становится нелиней-
ной. Этому способствует и усиление влияния момента сопротив-
ления Мс. Часто в переходной зоне от турбулентного к ламинар-
ному движению вначале наблюдается даже некоторое повыше-
ние n/qo, и на соответствующей кривой в данном месте образует-
ся максимум.

Нарушение линейности характеристики в некоторых случаях
имеет место не только в области малых, но и в области больших
значений Re.

14.3. УРАВНЕНИЕ ИЗМЕРЕНИЯ ДЛЯ АКСИАЛЬНОЙ ТУРБИНКИ

На рис. 132 показана схема скоростей жидкости на входе и
выходе аксиальной турбинки, имеющей на некотором радиусе
окружную скорость U. Очевидно, для достижения безударного
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 с% равна скорости Cj и,
как и последняя, перпендикулярна к оси турбинки, а относитель-
ная скорость не только на входе wlt но и на выходе tag, будет
совпадать с направлением лопасти, углы Pi = Р2 = Ф- При этом
получим зависимость между расходом qo и идеальной угловой
скоростью сои вращения турбинки в виде

qo/s = Utg <р = шиг tg ф,

где з — площадь поперечного сечения потока. Откуда

ыи = Чо/г^ tg Ф-
Угловая скорость со враще-
ния реальной турбинки на 2-
5 % меньше идеальной сои из-
за действия сил сопротивле-
ния, и поэтому скорости на
выходе с2 и и>2 отклоняются
в сторону, противоположную
вращению турбинки (а2 > а1
и р2 > РО.

Разницу между (0и и о
можно оценивать [10] величи-
ной

•SK = («и - «)/сои,

Рис. 132. Схема скоростей на входе и вы-
ходе аксиальной турбинки

называемой скольжением турбинки относительно потока.

Из предыдущих двух уравнений получим, что w = qo (1 - SK)sr х
х tg (р. Отсюда следует, что (0 пропорционально qo при условии
постоянства скольжения SK.

Более развернутую зависимость между id и qo можно получить
из уравнения движения турбинки

Jdo / dt = МД-^^МС.

Здесь J — момент инерции турбинки с учетом присоединенной к
ней массы потока; Мд — движущий момент; У,МС — сумма
моментов сопротивления

Мс = Мв + М.г + Мп,

где Мв, Мт и Мп — моменты сил вязкого трения, сил трения
в подшипниках и сопротивления тахометрического преобразова-
теля (или редуктора) соответственно.

При do/dt = 0 получим уравнение измерения турбинного рас-
ходомера

Л1Д = Мв + Мт + мп.

Движущий момент Мд равен изменению момента количества
движения массы, равной секундному расходу потокаpqp. Элемен-
тарный момент

dMд = (сг cos - с2 cos а2 )rpdgo.

Но

cos «1 = 0; с2 cos сх2 = w2 cos р2 - и = Ci/tg Р2 - or.

Следовательно,

dMa = (ci/tg Р2 - юг) гр dqo.

Здесь сг = kqo/s; dqo = c1ds = kqods/s, где k — коэффициент, учи-
тывающий неравномерность распределения скоростей по проточ-
ной части.
Подставляя эти значения сг и dq0 в предыдущее уравнение,
заменяя в нем tg Р2 на Х°Д или шаг Й лопастей и учитывая, что
tg Р2 = £ tg Ф = % Н/2лг, где — коэффициент, зависящий от ради-
уса г, получим

dMд = |(2л/г / £sH)g2 - сод0](рЛг2 / s)ds.

Интегрируя по сечению s, найдем

MR=a1ql-a2wq0,

где аг = (2лр / s2Н)J (fe2r2 / £)ds; а2 = (р / s)J kr2ds.

s s

Основная часть момента Мв образуется силами вязкого тре-
ния жидкости о проточную часть турбинки. Эта часть момента
Мв пропорциональна cpq20, где с — коэффициент вязкого трения.
Кроме того, небольшая часть момента Мв, пропорциональная уг-
ловой скорости со, создается трением жидкости о ступицу тур-
бинки. Поэтому имеем

Мв = a3q20 + а4со,

где о3 и о4 — постоянные, зависящие от размеров и конструкции
турбинки, а также от плотности и вязкости жидкости.

Момент трения в упорном подшипнике, пропорциональный
рд2, составляет основную часть момента Мг. Значительно мень-
ше составляющая Мт от трения в опорных подшипниках, опреде-
ляемая нагрузкой и не зависящая от значений со и qo. Следова-
тельно,

Мт = а5?о + а6-

где а5 и eg — постоянные.

Момент Мп в современных турбинных расходомерах очень мал
и определяется лишь реакцией тахометрического (например, ин-
дукционного) преобразователя. Он имеет в большинстве случаев
вид

Мп = а7со,

где а7 — постоянная.

Если же турбинка механически связана с редуктором и далее
со счетным или с другим механизмом, то момент Мп будет много
больше.

Подставляя полученные значения моментов MR, Мв, Мт и Мп
в уравнение измерения и решая его относительно со, получим

со=А<?0 - (В + С),

где А = (а1- а3- а5)/а2; В = (at - а3 - а5) (а6 + а7)/о22 [1 + (а6 +
+ a7)/a2q0]; С = а2а6 /(a2q0 + а6 + а7).
Формулы, дающие зависимости постоянных а3, а4, а5 и а6 от
параметров жидкости и конструктивных размеров приведены
в работах [7, 10].

При условии постоянства значений?!, В и С уравнение измере-
ния со выражает прямую линию, пересекающую ось q0 на рассто-
янии (В + С)/А от нулевой точки под углом, тангенс которого
равен А. В действительности величины А, В и С зависят от д0.
Влияние величин В и С, зависящих от трения о торец ступицы, от
трения в опорном подшипнике и реакции тахометрического пре-
образователя, сравнительно невелико. Поэтому сохранение про-
порциональности между со и qo будет зависеть от постоянства А,
которое определяется постоянством значений alt п2, а3 и а5. Из
них первые два зависят от плотности р и эпюры скоростей, а вто-
рые — от сил вязкостного трения, с изменением которого будут
изменяться значения не только а3, но и а5, так как осевая сила,
создающая трение в упорном подшипнике, в значительной мере
возникает под давлением жидкостного трения о лопасти турбин-
ки. Более подробный анализ всех моментов сопротивления дан в
работе [8].

14.4. ВЛИЯНИЕ ВЯЗКОСТИ И СПОСОБЫ ЕЕ КОМПЕНСАЦИИ

Возможны три режима движения жидкости в проточной час-
ти турбинки: ламинарный, переходный и турбулентный. Основ-
ной диапазон работы соответствует турбулентному режиму. На
рис. 133 показаны характеристики для разных вязкостей. Здесь,
в автомодельной области между со и q0 сохраняется (в пределах
±0,5 %) пропорциональность при условии постоянства вязкости
измеряемой жидкости. Переход на более вязкую жидкость вызы-
вает иногда небольшое увеличение отношения со/д0 и уменьше-
ние области постоянства со/д0, так как переходный режим от тур-
булентного к ламинарному наступает при больших расходах q0 п.
Сказанное иллюстрирует рис. 134, где, по данным работы [70], на
оси абсцисс отложена частота f импульсов, пропорциональная со,
а на оси ординат — отношение f/q (1 — v = 2 10-6 м2/с; 2 — v =
= 5 • 10~6 м2/с; 3 — v = 14 • 10-6 м2/с ).

Рис. 133. Зависимость 6 = 5(Q) для жидкостей с раз-
личной вязкостью
Рис. 134. Влияние вязкости на линейность
характеристики турбинного расходомера

Возрастание до_ п прямо
пропорционально увеличе-
нию вязкости, что обуслов-
лено неизменностью кри-
тического числа Рейнольд-
са. Возрастание же о>/д0 с
увеличением вязкости про-
исходит не всегда (см. кри-
вые 2 и 3 на рис. 134) и
объясняется рядом при-
чин, среди которых толщи-
на пограничного слоя и
характер профиля скорос-
тей в проточной части пре-
образователя. Степень воз-

растания зависит от конструкции турбинного преобразователя.

Она снижается с уменьшением высоты лопастей и уменьшением
угла их подъема (хода лопастей). Так, по данным [35], при пере-
ходе от воды к маслу, вязкость которого в 25 раз больше, наблю-
далось возрастание (Л/д0 на 8,6 % у турбинки, имевшей наруж-
ный и внутренний диаметры лопастей 30 и 8 мм соответственно
и средний угол их подъема 63° 30'. У аналогичной турбинки, но
с углом подъема 45° возрастание ы/до было лишь на 4,8 %.
У турбинки же с укороченными лопастями (внутренний диаметр
15 мм) и углом подъема 40° 30' возрастание ы/д0 снизилось до
1 %. Влияние вязкости как на w/go, так и на до п, уменьшается
с увеличением диаметра турбинки [49]. Эффективное средство
для уменьшения до п — установка перед турбинкой сетки или
другого устройства, турбулизующего поток.

Некоторое возрастание отношения (t)/qo происходит в переход-
ной области от турбулентного к ламинарному режиму (см. кри-
вую 1 на рис. 134). При этом на кривой образуется горб с после-
дующим падением (£)/до, причем темп снижения ы/до по мере

уменьшения до все возрастает, пока не достигнет постоянного зна-
чения в области ламинарного режима. Причинами появления
горба на кривой ы/до могут быть как заострение профиля скоро-
стей, так и увеличение толщины пограничного слоя, сопровожда-
ющееся уменьшением живого сечения проточной части и возра-
станием 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 (отноше-
ние хорды лопаток к их шагу) способствует возрастанию горба [8].

Для компенсации вредного влияния названных причин суще-
ствует много средств, способствующих стабилизации отношения
ы/до и, следовательно, возрастанию диапазона измерения расхо-
домера. Так, фирма «Роквелл» применяет [52, 53] для этой цели
(рис. 135) ротор 4, укрепленный на оси 5 турбинки 6 и находя-
щийся в камере 3, за-
ключенной в переднем
обтекателе 1. По труб-
ке 2 в камеру 3 непре-
рывно поступает хоро-
шо профильтрованная
измеряемая жидкость.
При увеличении ее вяз-
кости увеличивается
сопротивление враще-
нию ротора, что и пре-
дотвращает повышение
(H/qo в переходной обла-
сти. Магнитная муфта 7
передает вращение тур-
бинки оси 9, связанной с

Рис. 135. Турбинный преобразователь с роторным
компенсатором вязкости

местным счетным механизмом. Кроме того, имеется тахометри-
ческий преобразователь 8 для дистанционной передачи. Примене-

ние роторного компенсатора позволило существенно увеличить
область линейной характеристики расходомера (кривая 2 вместо
кривой 1 на рис. 136).

Этого же можно [13] достичь целенаправленным изменением

площади пограничного слоя, сопровождающимся изменением
площади живого сечения проточной части. Так, путем введения
в проточную часть тангенциальной турбинки пластинки надле-
жащей высоты h = 1,5 мм достигнуто (рис. 137) значительное
удлинение области линейной характеристики. При отсутствии пла-
стины (h = 0) происходит уменьшение относительного числа оборо-
тов n/qo турбинки с уменьшением qo, а при высоте h = 3 мм —
наоборот, рост n/qo. В работе [5] для этой же цели предложено
перед аксиальной турбинкой устанавливать дополнительную тур-
бинку с таким же числом лопастей, но меньшей ширины, кото-
рые образуют для прохода жидкости щель толщиной 1 мм меж-
ду ними и выпуклым профилем лопастей основной турбинки.

Регулировать площадь живого сечения, а следовательно, и ско-
рость потока можно также организацией обводного пути для ча-

Рис. 136. Влияние роторного компен-
сатора вязкости на линейность харак-
теристики:

1 — без компенсатора; 2 — с компенсато-
ром [fe, kn и kT — постоянные в уравнениях
аппроксимирующих кривых k — kn/ i/Re (для
ламинарной области) и k + /?T/Re (для турбу-
лентной области)]; жидкости имели вязкость
10~4 и 2,5 10"4 м2/с
Рис. 137. Влияние периметра пограничного слоя на линейность характеристи-
ки расходомера с тангенциальной турбинкой

сти 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 спо-
соб (рис. 137) был испытан тоже на маленьких турбинках (£>т =
= 4+6 мм). При увеличении зазора до (0,025+0,07) DT достигалось
постоянство отношения n/qo. При меньших зазорах n/qo возрас-
тало с уменьшением qo, а при больших — падало.

В работе [40] предлагается поддерживать постоянство живого
сечения потока установкой на ступице турбинки между лопастя-
ми, несколько впереди их, радиальных цилиндрических спиц, за
которыми возникает кильватерное течение. Скорость послёднего
много меньше скорости остального потока. По мере уменьшения
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 кон-
струкции содержится в работе [8].

Но наибольшее расширение зоны линейной характеристики,
как отмечено в работе [2], может быть достигнуто лишь с помо-
щью турбулизации потока, обеспечивающей выравнивание поля
скоростей в проточной части, например, с помощью турбулизато-
ра, установленного перед турбинкой. Эффективен [2] турбулиза-
тор, состоящий из параллельного ряда зубцов, развернутых по
винтовой линии. Применяют также конфузорный эффект суже-
ний потока перед турбинкой, а также в зоне ее расположения
путем соответствующего выполнения проточной части корпуса
[16, 40] или даже межлопаточных каналов. В работе [55] для тур-
булизации потока рекомендуется применять неподвижные плос-
кие направляющие лопатки с короткими чехлами на входных
кромках.

В турбинных преобразователях расходомеров «Тургае» (см.
рис. 148) для турбулизации потока перед турбинкой устанавли-
вают кольцо.
Другой путь турбулизации потока — установка перед турбин-
кой с зазором 0,5-3 мм неподвижных направляющих лопаток
под углом 45-50° к оси трубы. Здесь турбинка может иметь как
винтовые [14, 32], так и прямые [33] лопасти. При этом уменьша-
ется влияние вязкости и местных сопротивлений, а также возра-
стает крутящий момент.

14.5. УКАЗАНИЯ ПО ЭКСПЛУАТАЦИИ КРЫЛЬЧАТЫХ
И ТУРБИННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ

Аксиальные турбинки весьма чувствительны к направлению
движения потока, поэтому в большинстве случаев на входе, а иногда
и на выходе в их конструкции предусматриваются неподвижные
лопатки, направляющие поток параллельно оси трубы. Измене-
нием угла наклона хотя бы одной из этих лопаток можно воз-
действовать на частоту вращения турбинки. Несмотря на при-
сутствие струевыпрямителей, турбинные расходомеры нельзя ус-
танавливать рядом с местными сопротивлениями.

В работе [3] приведены результаты исследования влияния мест-
ных сопротивлений на входе на показания ряда турбинных пре-
образователей расхода. Наибольшее влияние оказывают местные
сопротивления, создающие сильное одностороннее пережатие по-
тока, а также сопротивления, вызывающие винтовое движение.
Тем не менее прямой участок трубы между местным сопротив-
лением и турбинным преобразователем, равный всего 10Z), в боль-
шинстве случаев оказывается достаточным для снижения влия-
ния местного сопротивления до пренебрежимо малого значения.
Применение мелкоячеистых сеток и других типов турбулизато-
ров [2, 3] на входе перед турбинным преобразователем оказыва-
ется 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 зави-
симость, особенно при малых расходах, как это видно из резуль-
татов испытаний, приведенных в работе [62]. Вместе с тем в рабо-
те [10] указано, что большинство конструкций турбинных расхо-
домеров малочувствительны к изменению пространственной ори-
ентации.

Большое значение для обеспечения не только стабильности
статической характеристики преобразователя расхода, но и дли-
тельного срока его службы имеет надежная работа опор. Усло-
вия их работы весьма тяжелые — высокая частота вращения тур-
бинок, доходящая до нескольких сотен оборотов в секунду, и от-
сутствие в большинстве случаев подачи смазочного материала
к подшипникам. Поэтому смазывающая способность измеряемо-
го вещества весьма желательна. Но у сухих газов и кислот она
полностью отсутствует. Изменение смазывающей способности из-
меряемой жидкости может оказывать влияние на характеристи-
ку расходомера. Так, при переходе от воды к керосину (вязкости
их близки друг к другу) наблюдалось возрастание частоты вра-
щения 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 [37]. Если момент трения в подшип-
никах составляет небольшую часть от общего момента сопротив-
ления, то замену износившихся подшипников можно делать даже
без переградуировки расходомера [24]. Но если момент трения
существен, то постепенное изнашивание подшипников будет вли-
ять на показания. В этих случаях необходимо проводить перио-
дическую проверку градуировки расходомера.

Изменение температуры и давления, сопровождающееся изме-
нением плотности и вязкости измеряемого вещества, будет вли-
ять на градуировочную характеристику, главным образом у га-
зов. Так, изменение плотности вызывает изменение движущегося
момента 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 преобразовате-
ля его показания на гелии по сравнению с показаниями на возду-
хе снизились при <7тах на 2,5 %, а при 20 % ginax даже на 7 %.

В процессе эксплуатации оси турбинных расходомеров изна-
шиваются, особенно на газе, в связи с чем некоторые изготовите-
ли ограничивают их срок службы семью годами, например для
приборов типа «Тургае». Но имеются данные, свидетельствую-
щие о возможности более длительной работы турбинных расхо-
домеров. Так, в Нидерландах провели повторную градуировку
большого числа турбинных расходомеров газа после 5—15 лет их
работы. Градуировочная характеристика изменилась лишь на 0,1-
0,2 %.

Вертикальная или горизонтальная установка изменяет уело- .
вия работы подшипников, и это может влиять на градуировку,
особенно при малых расходах, но в большинстве конструкций
крыльчатые расходомеры малочувствительны [10] к изменению
пространственной ориентации.

Изменение плотности газа сказывается на скорости вращения
турбинки. В результате испытания турбинки диаметром 10 мм
(градуированной на воздухе при абсолютном давлении 0,2 МПа) на
азоте, аргоне и гелии при давлениях 0,2 и 0,9 МПа и расходах от
2 до 14 м3/ч. Значения плотностей р газов были в пределах от 0,3 до
1,5 кг/м3. При давлении 0,2 МПа, когда у гелия р = 0,3 кг/м3,
а у азота, аргона и воздуха р= (2,4-5-2,5) кг/м3, скорость вращения
турбинки на гелии снизилась на 4 % по сравнению с остальными
газами во всем диапазоне измеренных расходов от 4 до 14 м3/ч.
При давлении же 0,9 МПа, когда у гелия р = 1,3 кг/м3, у аргона
р= 14,6 кг/м3 и азота р= 10,4 кг/м3, скорость вращения на гелии
снизилась на 2-3 % только при малых расходах 2-4 м3/ч.

В сообщении на конференции «Flomeko-93» в Сеуле рассмот-
рено влияние завихрения потока на показания турбинных рас-
ходомеров.

14.6. ВЫБОР ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
АКСИАЛЬНЫХ ТУРБИНОК

К числу основных параметров аксиальной турбинки относят-
ся: число лопастей z, их высота h, толщина 8 и длина I в направ-
лении 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 - £>н), где DB и £>н — 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. 140, а), диаметр которой DCT при DB = 10 мм обычно равен
0,5Пв. Тогда h = 0,5 (DB - 0,5Z>B) = 0,25 DB. При значительных же
диаметрах DB лопатки приходится укреплять на ободе (см.
рис. 140, б), диаметр которого достигает (0,8+0,85) Ов. При этом
h = 0,5 (DB - 0,8Z>B) = 0,1 DB.

Момент сопротивления Мв и момент инерции турбинки возра-
стают с увеличением числа г лопастей. Но при слишком малом
z возможно уменьшение движущего момента MR вследствие не-
достаточного взаимодействия части струй потока с лопатками.
В работе [10] рекомендуется выбирать г так, чтобы расстояние
между лопастями, или иначе, шагН лопастей на верхнем диамет-
ре DB был не менее высоты h лопастей. Полагая Н = h, получим
уравнение z = i6DB/h для определения г. Учитывая, что h лежит
в пределах (0,25+0,1) £>в, найдем, что с увеличением DB число ло-
пастей z возрастает от 12 до 30. На практике ограничиваются
меньшим числом лопастей — от 4 до 24. При выборе z надо
помнить, что моменты Мд и Мв зависят не просто от г, а от произ-
ведения zl, поэтому при уменьшении I надо увеличивать г и на-
оборот. От значения I зависят густота решетки т = l/H sin <р и
шаговое перекрытие рш = l/H tg<p. С увеличением I возрастают
значения как т, так и рш. Оптимальные значения т и рш, при

20 П. П. Кремлевский
Рис. 138. Зависимость оптимальных
значений ? и рш от угла <р лопасти

Рис. 139. Зависимость отношения
SK/tg а от угла<р при различных зна-
чениях т

которых скольжение, вызываемое моментом Мв, минимально,
приведены согласно [10] на рис. 138. С учетом других моментов
сопротивления — Мт и Мп значения т и рш, приведенные на
рис. 138, следует несколько увеличить.

Осевая длина лопастей I обычно постоянна по высоте, но как
показали опыты [34] с турбинкой, имевшейDB = 100 мм, уменьше-
ние I с увеличением радиуса г при условии lr = const увеличивает
область линейной характеристики в сторону малых чисел Re.
Толщина 5 лопастей должна быть минимальной. Для лопастей
из стали и алюминиевых сплавов б составляет 0,8, 1,0 и 2,0 мм
для D менее 50 мм, от 50 до 150 мм и свыше 150 мм соответствен-
но [23].

Степень шероховатости лопастей и форма их входных кромок
влияют на показания расходомера [9]. В работе [60] для облегче-
ния стандартизации турбинных преобразователей рекомендуется
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 о/д0 и, следователь-
но, чувствительность, но также возрастают момент сопротивле-
ния и скольжения SK. В работе [10] рекомендуется определять
угол исходя из минимума отношения SK/tg а, где а = рср - ср —
угол атаки, которому пропорционален коэффициент подъемной
силы. На рис. 139 даны зависимости SK/tg а от угла <р для раз-
ных значений густоты решетки т. Оптимальные значения углов
<р для различных т лежат на линии 1, соединяющей минималь-
ные точки кривых. Чем больше густота т, тем ближе фопт лежит
к 45°. Но даже и при очень малой густоте (т = 0,6) угол фопт очень
мало отличается от 45°. Кривая 2 дает зависимость т0ПТ от ср.
Пересечение кривых 1 и 2, соответствующее ф = 43° и т = 0,65,
определяет наиболее целесообразные параметры фит. Пологий
характер кривых на рис. 139 позволяет допустить небольшие от-
клонения от фОпт- Этим объясняется, что различные изготовите-
ли выбирают ф в пределах 40-50 и даже 55° и при этом получают
хорошие результаты. В одной из работ при испытании турбинок
диаметром 40 мм было определено, что фопт = 52°.

Если перед турбинкой для турбулизации потока находится
направляющий аппарат не с прямыми лопатками, а с располо-
женными по винту, которые закручивают поток, то турбинка мо-
жет иметь или прямые лопасти, параллельные оси [14], или вин-
товые [14, 32], угол наклона которых обычно противоположен углу
наклону лопаток направляющего аппарата. Однако имеются кон-
струкции [16], где наклон направляющих лопаток (угол 35°) и
наклон лопастей турбинки (угол 15°) идут в одном направлении.

Зазор Л3 между корпусом, имеющим диаметр D, и турбинкой
определяется формулой h3 = 0,5(Z> - DB). При работе в области
больших чисел Re зазор h3 можно выбирать малым: от 0,01 до
0,02D. Но при очень малом зазоре (й3 = 0,0035.0) проявится за-
метное влияние профиля скоростей [51]. В работе [63] показано,
что малые зазоры способствуют нарушению линейности характе-
ристики турбинного преобразователя в области перехода от тур-
булентного к ламинарному режиму. Поэтому для работы при
малых числах Re полезно увеличивать зазор до (0,05-г-0,1)Л.

Дополнительные сведения по влиянию геометрии турбинки
на ее характеристику содержатся в работах [8, 10].

14.7. РАЗНОВИДНОСТИ КРЫЛЬЧАТЫХ
И ТУРБИННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ

Аксиальные турбинки имеют винтовые лопасти с переменным
по высоте углом подъема винтовой линии. Попытка применения
плоских лопастей при измерении расхода вязких сред привела
к ухудшению линейной характеристики [34]. Но при измерении
расхода газа и жидкостей с малой вязкостью их применение це-
лесообразно [9]. Схема аксиальной турбинки для труб небольшо-
го диаметра показана на рис. 140, а. Непосредственно на ступице
установлены несколько лопастей (4-6), которые реализуют зна-
чительную часть винтовой линии. Ось турбинки вращается в под-
шипниках скольжения. В турбинках средних размеров применя-
ют как подшипники скольжения, так и шарикоподшипники [11,
14]. При больших диаметрах (рис. 140, б) число лопастей возрас-
тает до 20-24, но длина их по винтовой линии очень мала. Лопа-
сти укрепляются на ободе, который соединяется со ступицей дис-
ком или ребрами. Поэтому высота их составляет небольшую долю
(0,1£>в) диаметра турбинки. Подшипники обычно шариковые, оси
могут быть как неподвижные, так и вращающиеся.

Конструкции тангенциальных турбинок более разнообразны.
В большинстве случаев (рис. 140, в—д) поток жидкости одной
общей струей поступает тангенциально к турбинке. В серийных
одноструйных водосчетчиках применяют крыльчатки с плоски-
ми радиально расположенными плоскостями (рис. 140, д). На
рис. 140, в показана особая конструкция маленькой крыльчатки
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 мало-
го диаметра применяют турбинки с лопастями полушаровой фор-
мы (рис. 140, ж).

Во избежание одностороннего изнашивания опор в одноструй-
ных водосчетчиках применяют многоструйные водосчетчики,
у которых вода поступает на радиальные лопасти крыльчатки

Рис. 140. Различные типы крыльчаток и турбинок: аксиальные при малом (а)
и большом (б) диаметрах; тангенциальные со светоотражательными пластин-
ками (в), в многоструйных водосчетчиках (г), в одноструйных водосчетчиках
с полуцилиндрическими лопастями (с) и лопастями полушаровой формы (ж}
тангенциально в виде нескольких отдельных струй (рис. 140, г)
через косые отверстия, равномерно расположенные в кольце, ох-
ватывающем крыльчатку.

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
особого типа, состоящей из двух полуцилиндрических лопастей,
сдвинутых относительно друг друга и имеющих сечение, показан-
ное на рис. 140, е. Ось этой турбинки перпендикулярна к потоку.

Срок службы турбинного преобразователя зависит главным
образом от опорных узлов, работающих в тяжелых условиях (очень
высокие скорости вращения, отсутствие смазочного материала,
возможность динамических нагрузок, агрессивность некоторых
измеряемых веществ). С уменьшением диаметра цапф осей сни-
жается момент трения, но одновременно и срок службы преобра-
зователя. Оси изготовляют из материалов с повышенной износо-
устойчивостью, остальные вращающиеся части — из алюминие-
вых сплавов и пластмасс, а при измерении расхода газа в некото-
рых случаях из полипропилена [56] или полистирола [12] для
уменьшения нагрузки на опоры. Но при индукционных или ин-
дуктивных тахометрических преобразователях лопатки в боль-
шинстве случаев изготовляют из ферромагнитных материалов.
Подшипники скольжения делают из графита или пластмассы,
а при малых размерах — из часовых камней. Наконечники осей
следует изготовлять из сплава иридий — осмий или других твер-
дых материалов. Учитывая, что смазывающая способность мно-
гих жидкостей недостаточна, а у сухих газов она отсутствует, по-
лезно покрывать шарикоподшипники специальными смазочны-
ми материалами типа Б-2-12 и 105-М, динамическая вязкость
которых не превышает 1 Па • с [24].

При измерении расхода газа для уменьшения трения и удли-
нения срока службы подшипников иногда предусматривают по-
дачу смазочного материала, а для защиты от действия твердых
частиц предложена турбинка с воздушными опорами [59], у кото-
рой через неподвижную ось к опорным поверхностям непрерыв-
но подводится сжатый воздух.

Применяют два типа размещения опор: с обеих сторон тур-
бинки или же с одной стороны, когда турбинка висит на консоли.
Последний вариант применяют реже, хотя он легче обеспечивает
соосность подшипников и отсутствие биения оси турбинки. Но
при малых диаметрах и консольном варианте трудно обеспечить
необходимое расстояние между двумя подшипниками. Передний
и задний подшипники помещают внутри обтекателей, обеспечи-
вающих 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 справнительно
небольшой вес турбинки, а второй — осевое давление потока, про-
порциональное плотности и квадрату скорости вещества. Поэто-
му нередко применяют меры уменьшения осевого давления или
даже полной его компенсации. Простейший (но малоэффектив-
ный) 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 давле-
ния позади этой ступицы. Первый способ показан на рис. 141, а.
Постепенным увеличением диаметра переднего обтекателя пе-
ред торцом ступицы создается зона пониженного давления. Это-
му способствует также и то, что диаметр ступицы у ее торца боль-
ше диаметра обтекателя. На рис. 141, б изображен наиболее извест-
ный вариант, реализующий второй способ разгрузки. Через цент-
ральное отверстие, просверленное в переднем обтекателе и
в ступице турбинки, начальное полное давление потока подво-
дится к выходному концу ступицы. Повышение давления в этом
месте может быть создано также с помощью дефлектора на зад-
нем 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 примене-
нием магнитов в ступице и заднем обтекателе, направленных
друг к другу одноименными полюсами. В преобразователях тур-
бинных расходомеров «Тургае» (см. рис. 148) через отверстия на
конце заднего обтекателя повышенное давление действует на сту-
пицу 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 разрабатывают-
ся различные варианты безопорных турбинных преобразовате-
лей, роторы которых уравновешены гидродинамическими сила-
ми. При этом достигается и полное уравновешивание осевого

Рис. 141. Турбинки с разгрузкой осевого давления: а — за счет снижения
давления ря, действующего на входной торец ступицы: б — за счет подачи
начального давления к задней опоре

6)
давления. Таким преобразователям не нужны ни опорные, ни
упорные подшипники. Их действие основано на том, что в зазо-
рах внутри обтекателей между неподвижными его частями и ча-
стями ротора возникают радиальные силы, центрирующие ротор,
так как при эксцентрическом его положении статическое давле-
ние максимально в самом узком месте щелевого канала. Разра-
ботанные конструкции безопорных турбинных преобразователей
достаточно работоспособны, но, к сожалению, у большинства их
наблюдается ухудшение метрологических характеристик, умень-
шение области линейной характеристики и повышение числа Re,
при котором начинает сказываться влияние вязкости. В связи
с этим они получили весьма ограниченное применение. От по-
добных преобразователей существенно отличается безопорный пре-
образователь расходомера (см. рис. 149), состоящий из двух тур-
бинок с противоположным направлением лопастей, укреплен-
ных на одной вертикальной оси. Турбинки работают во взвешен-
ном положении, не имея ни упорного, ни опорных подшипников.
Такие преобразователи получили промышленное применение.

14.8. УСТРОЙСТВО ТАХОМЕТРИЧЕСКИХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ

Тахометрический преобразователь служит для преобразования
частоты вращения турбинки в измерительный сигнал, обычно
электрический частотный. Преобразователь создает тормозящий
момент, препятствующий вращению турбинки. Нужно, чтобы этот
момент был возможно меньше во исбежание вредного влияния
на линейность градуировочной зависимости и увеличения зоны
нечувствительности. Это требование особенно важно при измере-
нии расхода газа и при малых диаметрах турбинки, когда движу-
щий момент незначителен.

Измерение электрического сигнала низкой частоты затрудни-
тельно из-за необходимости применять усилители переменного
напряжения, у которых коэффициент усиления резко уменьша-
ется в области низких частот. Отсюда возникает ограничение на
наименьшую частоту измерительного сигнала.

Тахометрические преобразователи разделяют на индукцион-
ные, индуктивные, фотоэлектрические и оптические.

Индукционные или, иначе, генераторные преобразователи ос-
нованы на создании вращающейся турбинкой пульсирующего тока
в обмотке, расположенной с внешней стороны трубы из диамаг-
нитного материала, с последующим измерением частоты или ЭДС
этого тока. Обмотка, в которой генерируется ток, обычно пред-
ставляет собой катушку, ось которой перпендикулярна к трубе.
Катушка имеет большое число витков тонкой проволоки. Внутри
нее помещен железный сердечник из магнитомягкого материала,
например, пермаллоя или магнит. В первом случае в ступице
турбинки находится магнит. При вращении турбинки поле этого
магнита пересекает витки катушки, генерируя в них пульсирую-
щий ток. При необходимости повысить частоту тока увеличива-
ют число катушек, расположенных снаружи, или же число маг-
нитов. Так, в одной конструкции турбинка снабжена кольцевым
ободом, утопленным в кольцевом пазе в стенке корпуса. В ободе
помещены с равным шагом несколько десятков маленьких маг-
нитов, каждый из которых, проходя мимо катушки, генерирует
импульс тока. Пример турбинного преобразователя с большим
числом магнитов дан на рис. 149.

Если же магнит помещен внутри катушки, то тогда или лопат-
ки турбинки изготовляют из ферромагнитного материала, или
в ее ступице помещают из аналогичного материала пластинку
либо штифт с осью, перпендикулярной к оси трубы. Каждый из
этих магнитопроводов при вращении турбинки изменяет поле маг-
нита, находящегося внутри катушки, и генерирует в последней
пульсирующий ток. Здесь при большом числе ферромагнитных
лопастей легче, чем в предыдущем случае, обеспечить высокую
частоту тока даже при малой частоте вращения, соответствую-
щей малым расходам. Но при небольших диаметрах, когда число
лопастей ограничено, для повышения частоты прибегают к уве-
личению магнито-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, от-
деленный от турбинки диамагнитной стенкой. При этом можно
увеличить амплитуду сигнала и избавиться от торможения по-
коя при симметрии магнитной цепи. Тормозящий момент Мп
индукционных преобразователей определяется мощностью, рас-
ходуемой на выделение тепла в электрическом контуре, и мощ-
ностью, расходуемой на вихревые токи и перемагничивание фер-
ромагнитных материалов. Момент Мп возрастает с ростом ам-
плитуды сигнала. Увеличение последнего оправдано при сред-
них и больших турбинках, когда влияние противодействующего
момента Мп, создаваемого тахометрическим преобразователем, не-
значительно, при этом в некоторых случаях можно обойтись без
промежуточных усилителей. Анализ индукционных преобразова-
телей и рекомендации по их расчету приведены в работах [10, 26].

Индуктивные преобразователи основаны на изменении индук-
тивности наружной обмотки в зависимости от изменения сопро-
тивления 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 катуш-
ки изменяется сопротивление ее магнитной цепи, а значит, и ее
индуктивность. Это вызывает периодическое изменение силы тока
в обмотке катушки и соответствующее изменение выходного на-
пряжения. При этом на выходе получается высокочастотный
сигнал, 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 боль-
ше, чем больше разность сопротивлений магнитной цепи CRmax -
— -Rmin)> но тем больше и тормозной момент Мп. Его структура
отличается от структуры момента у индукционного преобразо-
вателя: отсутствуют потери энергии в электрической цепи кон-

тура, но потери от вихревых токов и от перемагничивания фер-
ромагнитных масс могут быть больше вследствие высокой час-
тоты 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. 142 показана принятая в НИИТеплоприбор электри-
ческая схема турбинного расходомера с индуктивным преобра-

зователем. Индуктивная катушка имеет первичную обмотку, пи-
таемую 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.
При вращении турбинки Т на выходе катушки получается напря-
жение UВЬ1Х, 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
формирования импульсов пе-
реключения конденсатора,
имеющего емкость С, с заряда
на разряд. При этом на нагру-
зочном сопротивлении RH воз-
никает постоянное напряже-
ние UK, являющееся функци-
ей частоты переключения кон-
денсатора, совпадающей с час-
тотой f выходного сигнала
тахометрического преобразова-
теля. Погрешность преобразо-
ваний частоты в напряжение
UK не превышает ±0,4 %. Воз-
можны и другие схемы изме-
рения демодулированного

Рис. 142. Электрическая схема турбин-
ного расходомера с индуктивным тахо-
метрическим преобразователем
сигнала. Электрическую схему, показанную на рис. 142, имеет
турбинный расходомер «Парус-31», рассчитанный для измерения
расхода топлива (<7тах = 5 м3/ч, диапазон измерения 20 : 1)
в трубах диаметром 25 мм. Измерительный прибор — авто-
матический потенциометр. Погрешность измерения ±0,5 % от
<7шах- Для достижения указанного большого диапазона измерения
входной направляющий аппарат имеет лопатки под углом 35°
при установочном угле лопастей турбинки 15°, что увеличивает
движущий момент на заторможенной турбинке [16].

Фотоэлектрические тахометрические преобразователи основа-
ны на появлении пульсирующего электрического напряжения
в цепи фотоэлемента в результате периодического прерывания
вращающейся турбинкой луча света, падающего на фотоэлемент.
Частота пульсации напряжения в цепи фотоэлемента пропорци-
ональна вращению турбинки. Такие преобразователи не создают
никакого тормозящего момента, но устройство их сложнее, чем
индукционных или индуктивных. Они применяются главным
образом при измерении расхода газа [10, 12, 17], но иногда и жид-
кости, например, при небольших диаметрах турбинки [57] или
при измерении быстропеременных расходов [22]. Обычно освети-
тель (электрическая лампочка) и фотоэлемент устанавливаются
с разных сторон турбинки и отделяются от измеряемого веще-
ства прочными стеклами. В теле турбинки делается одно или
несколько отверстий, 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 зуб-
чатое колесо, каждый зуб которого модулирует луч света, падаю-
щий на фотоэлемент. В другом расходомере применены три фо-
тоэлектрических преобразователя, каждый из которых состоит
из лампы, фотосопротивления и двух оптических призм, отделяю-
щих фотосопротивления и лампы от жидкости. Фотосопротивле-
ния смещены относительно друг друга на 120°.

Применение фотоэлектрических преобразователей для непро-
зрачных жидкостей затруднительно, но возможно. Так, в работе
[57] тангенциальная турбинка имеет отражательные пластинки
на концах лопастей. Над турбинкой, ось которой горизонтальна,
помещено прочное стекло, за которым расположены осветитель
и германиевый фотодиод. При вертикальном положении лопас-
ти турбинки луч света отражается от пластинки на конце лопас-
ти и освещает фотодиод. 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. Известны
также конструкции, в которых для измерения непрозрачной жид-
кости на вертикальной оси турбинки, выведенной вверх в воз-
душную камеру, укреплялся обтюраторный диск для прерыва-
ния луча света.
Оптические тахометричес-
кие преобразователи, как и
фотоэлектрические, основаны
на периодическом прерыва-
нии лопастями турбинки све-
тового луча. От источника
инфракрасного излучения (све-
тодиод АЛ107Б или АЛ 119),
находящегося в приемно-пере-
дающем блоке 4 (рис. 143, а)
световой поток вводится в
центральный световод пучка
из семи кварц-полимерных
световодов диаметром 0,4 мм,

Рис. 143. Схема турбинного преобразова-
теля расхода с оптическим преобразова-
телем (а) и схема распространения лучей
в градане (б)

образующих волоконно-опти-
ческую линию связи 3, и да-
лее через гермоввод 2 падает
на торец очередной лопасти
турбинки 1. Отражаясь от нее,

световой поток через гермоввод 2 попадает на торцы шести пери-

ферийных световодов волоконно-оптической линии связи 3 и за-
тем на светочувствительный элемент блока 4. В качестве гермо-

ввода применяется градан-стержень из кварца с градиентным
распределением по радиусу коэффициента преломления, который
имеет свойства цилиндрической линзы.

На рис. 143, б показана схема распространения лучей в града-
не (5 — отражающая поверхность торца лопасти турбинки;
6, 7 — передающее центральное и приемное периферийное волок-
на световода; 8 — градан). Диаметр градана 1,5 мм, длина 16 мм.
Допустимые давление и температура 15 МПа и 200 °C [1].

14.9. КОНСТРУКЦИИ РАСХОДОМЕРОВ
И СЧЕТЧИКОВ С АКСИАЛЬНОЙ ТУРБИНКОЙ

Уже много лет широкое применение имеют счетчики жидко-
сти воды, аксиальная турбинка которых через шестеренчатый ре-
дуктор связана со счетным механизмом. Ранее они нередко име-
новались счетчиками Вольтмана, с горизонтальной или вертикаль-
ной осью. На рис. 144 показано устройство одной из моделей
такого водосчетчика типа УВТ. Вода поступает в турбинку 7, прой-
дя через струевыпрямитель 8, в ребрах которого укреплен обтека-
тель 10, содержащий передний подшипник 9 оси турбинки.
У струевыпрямителя одна из лопастей 6 может поворачиваться
при вращении регулировочного винта, который затем закрывает-
ся крышкой и пломбируется. Задний подшипник вместе с упор-
ным, выполненным в виде регулируемого винта 4 с агатовым
наконечником и червячной парой, передающей вращение от тур-
Рис. 144. Счетчик воды УВТ с аксиальной турбинкой

бинки паре сменных шестерен 3, заключены внутри кронштейна
5. В нем же находятся и опоры вертикальной оси червячного
колеса. Размещение этих опор в одной детали позволяет устра-
нить биение оси и быстрый износ зубчатых колес, имевший место
в прежних конструкциях. Шестерня 3 вращает магнитную полу-
муфту, отделенную водонепроницаемой диамагнитной перегород-
кой от второй магнитной полумуфты, соединенной с редуктором
2, и через последний со счетным роликовым механизмом 1, име-
ющим стрелочный указатель. Общее передаточное число редук-
тора 1 : 88,25. В отличие от более старых конструкций здесь не
только счетный механизм, но и редуктор отделены от воды, а бла-
годаря применению магнитной передачи нет трения оси, связы-
вающей редуктор и счетный механизм, в сальниковом уплотне-
нии.

В связи с выходом ГОСТ 14167-83 (табл. 29) разработана но-
вая конструкция турбинного водосчетчика типа СВТ (рис. 145).
В корпусе 1 с помощью кольца 3 укреплена втулка 16, снабжен-
ная струевыпрямителем 2, несущим передний подшипник, и реб-
рами жесткости 14 с задним подшипником турбинки 15. Такая
конструкция позволяет обеспечить соосность обоих подшипников.
Для регулирования частоты вращения турбинки при настройке
имеется поворотная лопатка 4. На конце оси турбинки укрепле-
Таблица 29

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 а . 1.5 2 3 4 6 15
’min переходный </п 6 8 12 20 50 80
эксплуатационный 17 36 65 140 210 380
номинальный q 35 55 90 150 300 500
3НОМ максимальный о 70 110 180 300 600 1000
’шах 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
за месяц 12 250 26 000 47 000 100 000 150 000 275 000

на ведущая часть магнитной муфты 13. Ведомая часть 11 послед-
ней находится в изолированном от воды блоке, закрытом за-
глушкой 8, и несущем корундовую опору 12, в которую упирается
корундовый наконечник оси турбинки. Магнитная муфта с по-
мощью конической передачи приводит во вращение вертикальный
вал 9, связанный с редуктором 5 и счетным механизмом, заклю-
ченным в чашу 7 и закрываемым крышкой 6. Для регулирования
зацепления конической передачи служит винт 10. Подшипники
турбинки графитофторопластовые. В паре со стальной осью они

Рис. 145. Счетчик воды СВТ с аксиальной турбинкой
имеют низкий коэффициент трения и высокую износоустой-
чивость.

Во избежание быстрого изнашивания опор наибольший не-
ограниченный во времени расход назван в ГОСТ 14167-83 экс-
плуатационным qg. Он лежит в пределах от 24 до 46 % от gmax.
Ранее таким расходом считался номинальный, равный 50 % от
9тах- Исходя из расхода q3 в табл. 29 дан максимальный объем
воды, прошедший через счетчик за месяц. Кратковременно до-
пускаются расходы воды, лежащие в пределах от qa до <7тах, но
так, чтобы не был превзойден максимальный объем за сутки, при-
веденный в табл. 29.

Погрешность водосчетчика не более ±2 % в диапазоне от qn до
9тах и не более ±5 % в диапазоне от gmin до qn. По мере эксплу-
атации водосчетчика допускается увеличение погрешности, и ее
предел определяется по формулам ±(2 + 0,17t) % <4 % или
±(5 + 0,17t) % < 10 %, где t — время эксплуатации, тыс. ч. Счет-
чики предназначены для измерения q воды при температуре от 5
до 40 °C и давлении до 1 МПа.

Турбинные расходомеры, которые получают все более широ-
кое распространение, конструктивно существенно отличаются от
рассмотренных турбинных водосчетчиков. У них нет механичес-
кой связи между турбинкой и счетным механизмом, поэтому
момент сил трения у них много меньше. Это позволяет снизить
погрешность преобразования расхода в частоту вращения тур-
бинки до ±(0,3-0,5) %.

На рис. 146 показан серийно изготовляемый преобразователь
расхода с аксиальной турбинкой типа ТПР. В корпусе 2 с помо-

рие. 146. Турбинный преобразователь расхода ТПР
щью 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
давление, уменьшающее осевую нагрузку на подшипник 4 [4].
Характерная особенность этой конструкции — применение сту-
пенчатой втулки 6, внутри которой вращается турбинка 5. Втул-
ка 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 диапазо-
на измерения в области малых чисел Re. Максимальная частота
выходного сигнала, создаваемого магнито-индукционным преобра-
зователем 1, равна 500±50 Гц. Выходной сигнал на нагрузке
3 кОм не менее 25 мВ. В соответствии с рис. 146 изготовляют
преобразователи расхода типов ТПР7-ТПР14 для труб диамет-
ром от 10 до 25 мм. Для труб диаметром от 32 до 100 мм устрой-
ство опорного узла несколько видоизменено. В ступице турбин-
ки размещены два шарикоподшипника, из которых один ради-
ально-упорный. При этом турбинка вращается вокруг неподвиж-
ной оси. Так изготовляются преобразователи типов ТПР15-ТПР20.
Технические характеристики преобразователей ТПР приведены
в табл. 30.

Приведенная погрешность преобразователей ТПР-7, ТПР-8 и
ТПР-9 ±1 %, остальных ±0,5 %. Потери давления не более 50 кПа.

Бугульминский опытный завод «Нефтеавтоматика» изготов-
ляет счетчики «Норд-М», предназначенные для измерения коли-

Таблица 30

Технические характеристики преобразователей ТПР
с аксиальной турбинкой

Тип преобразователя Z)y, мм «т.х’Л/С у . .Л/с ’пип п при а , г ’шах’ 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-11 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-19 80 40,0 3,0 3 750
ТПР-20 100 60,0 5,0 3 750
чества нефти, нефтепродуктов и других неагрессивных жид-
костей. Устройство турбинного преобразователя показано на
рис. 147. В корпусе 1 укреплены входной 2 и выходной 8 обтека-
тели-струе-выпрямители. Турбинка 6 вместе со своей осью 4 вра-
щается в подшипниках скольжения 3 и 7, из которых последний,
выполненный в виде втулки, воспринимает осевое усилие. Под-
шипники и ось изготовляются из твердого сплава, лопатки тур-
бинки — из ферромагнитного материала, остальные детали — из
коррозионно-стойкой стали. Фланец5 служит для установки магни-
то-индукционного преобразователя («Норд-И1» или «Норд-И2») ча-
стоты вращения турбинки в частоту электрических импульсов, дости-
гающую 1000 Гц. Амплитуда выходного сигнала у «Норд-И1» не
менее 0,5 В. Преобразователь «Норд-И2» включает в себя пред-
варительный усилитель-формирователь, на выходе которого име-
ются прямоугольные импульсы амплитудой 11 ±0,1 В. Импуль-
сы поступают в электронный блок, снабженный счетным устрой-
ством. Технические характеристики турбинных преобразовате-
лей приведены в табл. 31.

Турбинные преобразователи «Норд-М» для D от 40 до 100 мм
изготовляют 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. Допу-
стимая вязкость жидкости (1-5-20) 10~4 м2/с. Допустимая темпе-
ратура 5-50 °C. Содержание сернистых соединений не более 3 %.
Температура окружающей среды от -50 до +50 °C. Допустима
вибрация частотой 25 Гц при амплитуде не более 0,1 мм. Реко-
мендуется перед турбинным преобразователем устанавливать
фильтр, затем струевыпрямитель и прямой участок трубы дли-
ной 10В (или 20В при отсутствии струевыпрямителя). После пре-
образователя — прямой участок трубы длиной 10В..

Рис. 147. Турбинный преобразователь расхода «Норд-М»
Таблица 31

Технические характеристики турбинных преобразователей «Норд-М»

Модель преобразователя D, мм Импульс Основная погрешность, %
л м3/ч м3/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 1,5 1
«Норд-М-100» 100 4 25 250 0,5
«Норд-М-150» 150 1,3 50 500 0,5
«Норд-М-200» 200 0,8 90 900 0,5

Были испытаны различные материалы для подшипников и
осей турбинки. Наилучшие результаты дали подшипники из ма-
териала Т5К10 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 [31], турбинные преобразователи типа
«Норд-М» пригодны также для измерения сжиженных газов и
конденсата.

Помимо турбинных счетчиков типа «Норд» в нефтяной про-
мышленности в автоматизированных групповых установках типа
«Спутник» для измерения количества сырой сепарированной неф-
ти нашел применение турбинный счетчик типа «Тор-1» с акси-
альной турбинкой, расположенной вертикально. Он предназна-
чен для давлений до 6,4 МПа, температур 5—100 °C, вязкости неф-
ти до 80 • 10“4 м2/с и содержания парафина не более 10 %, песка
не более 0,01 %, сернистых соединений не более 5 % и свободного
газа не более 5 % (по массе). Диапазоны измерения 3-30 и 7,5-
35 м3/ч при D, равном 50 и 80 мм соответственно. Погрешность
±2,5 % в пределах 20-100 % от gmax и ±5 % в пределах 10-
20 % от <7тЯу. Перепад давления при gmax не более 50 кПа.

Для измерения количества и расхода мазута в трубах с D = 32 мм
имеется прибор ТМ2С-32/64, состоящий из преобразователя с ак-
сиальной турбинкой ПР-32/64 и измерительного преобразователя
ПИ. Последний укомплектован электромеханическим импульс-
ным счетчиком количества и имеет выходной сигнал — посто-
янный ток 0—5 мА. В состав преобразователя расхода ПР-32/64
помимо аксиальной турбинки входят индукционный тахометри-
ческий преобразователь и усилитель. Давление мазута до 6 А МПа,
температура от 50 до 125 °C, вязкость от 3 • 10-5 до 8,5 • 10-5 м2/с.
При вязкости до 4 • 10-5, 6 • 10-5 и 8,5 • 10-5 области измерения:
3,2—16, 3,2—12 и 3,2-10 м3/ч, а наибольшая потеря давления —
0,12, 0,16 и 0,20 МПа. Погрешность измерения количества ±1 %
в области 50-100 % gmax и ±1,5 % в области 20-50 % gmax.

Весьма своеобразную конструкцию имеет турбинный преобра-
зователь ПРГ-400 расходомера и счетчика газа типа «Тургае»
(рис. 148). Передний направляющий аппарат 18 не только слу-

21 П. П. Кремлевский
Рис. 148. Турбинный преобразователь расхода газа ПРГ-400 счетчика «Тургае»

жит обтекателем и струевыпрямителем, но одновременно разде-
ляет проходное сечение для газа на две кольцевые части — на-
ружную, основную 6, и внутреннюю, байпасную 7. В первой на-
ходится измерительная турбинка 13, во второй — вспомогатель-
ная (приводная) турбинка 17, предназначенная для вращения вала
14, с которым она жестко связана. На правом конце вала 14
расположены шарикоподшипники, на которые опирается изме-
рительная турбинка 13. Это сделано для облегчения работы под-
шипников. Турбинка 13 вращается быстрее турбинки 17, но ее
подшипники работают при угловой скорости, равной лишь раз-
ности угловых скоростей обеих турбинок. Вал 14 со своими под-
шипниками находится внутри опоры 16, на радиальных лопастях
которой установлено кольцо 8, турбулизирующее поток газа при
входе его на турбинку 13 и улучшающее характеристику преоб-
разователя. В конце заднего обтекателя 12, в области повышенно-
го давления, сделаны прорези, через которые давление поступает
внутрь обтекателя и воздействует на ступицу турбинки 13, ком-
пенсируя осевое усилие от динамического давления потока. Втул-
ки 11 и 19 стягивают узлы и детали преобразователя. На входе
в последний имеется металлическая сетка 2, прикрепленная к
корпусу 1. В конструкции предусмотрена возможность периоди-
ческого смазывания 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. 148 не
показан). В последнем имеются включенные встречно две ка-
тушки, между которыми расположены магнит и сердечник с ре-
гулируемым винтом. При пересечении отметчиками силовых
линий 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. Выпускают три модификации электронного блока: БИР-1
без счетчика, но с микроамперметром и выходным сигналом
постоянного тока; БИР-2 со счетчиком, но без микроамперметра
и выходного сигнала; БИР-3 со счетчиком, микроамперметром и
выходным сигналом постоянного тока.

Турбинные преобразователи типа ПРГ предназначены для дав-
лений до 0,6 МПа и температур газа от 0 до 50 °C. Изготовляют
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 соответ-
ственно. Наибольшая потеря давления 1200 Па при Qmax. Основ-
ная погрешность в диапазоне 40-100 % <7тах равна по расходу
±1 % от Qmax и по количеству ±1 % от измеряемой величины;
в диапазоне 20-40 % ?тах по расходу — ±1,5 % от Qmax, в диапа-
зоне 30—40 % Qmax по количеству — ±1,5 % от измеряемой вели-
чины.

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 снаб-
жен 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 = 4+8 мм [10],
расхода этилена при давлении 250 МПа [43], расхода глинистых
растворов при давлении 70 МПа, расхода в прямом и обратном
направлении [27], измерения неустановившихся потоков [22] и т. п.

Погрешность преобразователя с аксиальной турбинкой можно
снизить до 0,2-0,25 %. Так, во ВНИИМ были разработаны [17]
образцовые турбинные счетчики газа на максимальные расходы
в 600 и 1000 м3/ч. Для выравнивания профиля скоростей перед
турбинкой было помещено сопло с кольцевой площадью проход-
ного сечения. Большая скорость (50 м/с при gmax) на выходе из
сопла обеспечила работу во всем диапазоне при значительных
числах Re и позволила уменьшить высоту лопаток до 10 мм. Тур-
бинка из листового алюминия толщиной 0,5 мм имеет 24 лопас-
ти и крепится на оси двумя коническими шайбами. Тахометри-
ческий преобразователь фотоэлектрический, состоит из фотодио-
да, подключенного к усилителю и осветителю, расположенным
с разных сторон диска турбинки, в котором на радиусе 35 мм
сделано отверстие для пропуска светового луча.

Резко отличны по своему устройству от всех ранее рассмотрен-
ных преобразователей с аксиальной турбинкой безопорный пре-
образователь, изготовляемый в Англии [65] (рис. 149), а также
два преобразователя расхода газа, разработанные в Японии. На
оси 4, перпендикулярной к потоку жидкости, укреплены две тур-
бинки и два диска 3 и 5 с конической баковой поверхностью. При
появлении расхода возникает разность давлений на входе и вы-
ходе из преобразователя, которая приподнимает ось с дисками, и
поток, разделяясь на две ветви, вращает обе турбинки со скорос-
тью, пропорциональной объемному расходу. Магнитные головки
2, укрепленные на верхнем диске 3, при вращении последнего
создают в индукционном преобразователе 1 импульсы тока, час-
тота которых пропорциональна частоте вращения турбинок. По-
теря давления при Qmax около 55 кПа. Подобные преобразователи
расхода допускают механические примеси размером до 0,25 мм
и изготовляют четырех типов размеров — на расходы от 6 до
72 м3/ч. Диапазон измерения в линейной области равен 3,5 (ли-
нейность ±0,5 %), а общий диапазон равен 20 (линейность ±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, изготовляется из
поливинилхлорида на давление 0,7 МПа и температуру 80 °C.
Устанавливать их лучше на горизонтальных трубах, так как при
Рис. 149. Безопорный турбинный
преобразователь

горизонтальном положении оси
турбинок линейный диапазон из-
мерения уменьшается [47].

Один из разработанных в Япо-
нии преобразователей расхода газа
с аксиальной турбинкой, безопор-
ный [42], предназначен для уста-
новки в вертикальной трубе диа-
метром 100 мм. Вертикальная ось
турбинки заканчивается поплав-
ком, частично погруженным в воду,
залитую в сосуд-обтекатель диамет-
ром 60 мм. По мере необходимос-
ти вода дополняется в сосуд через
трубку, выведенную наружу. Тур-
бинка имеет 12 коротких по высо-
те лопаток, расположенных под

углом 45° к оси трубы и имеющих наружный диаметр 88 мм.
Лопатки изготовлены из акриловых пластинок и с помощью спиц
укреплены на вертикальной стальной оси. При вращении тур-
бинки каждая из лопастей по очереди прерывает вертикальный
луч, идущий от осветителя к фотоприемнику, установленному внут-
ри трубы. Такая система допускает возможность некоторого вер-
тикального перемещения турбинки при изменении уровня воды в
нижнем обтекателе. Для центрирования поплавок имеет внизу
стальной шарик диаметром 0,8 мм, а внизу обтекателя установ-
лен магнит. Линейная зависимость между расходом и частотой
вращения турбинки сохраняется в большом диапазоне от 0,9 до
30 м3/ч. Потеря давления при gmax только 20 Па. При повышении
давления газа (воздуха) до 0,94 МПа частота вращения при <7тах
увеличивается на 1,7 %.

Другой разработанный в Японии [69] преобразователь расхода
с аксиальной турбинкой — зондовый — служит для контроля
отработанных запыленных промышленных газов, содержащих SO2,
SO3, С1 или НС1, имеющих температуру до 350 °C и давление до
0,5 МПа. Двенадцатилопастная турбинка с индуктивной катушкой
укреплена на конце трубы, которая может вводиться в поток газа
на глубину до 1,5 м. Предварительно очищенный воздух подает-
ся под давлением 0,2-0,4 МПа в зазоры между осью и опорами,
в результате чего турбинка вращается в плавающем состоянии
без контакта с опорами. Вместе с тем сжатый воздух выдувает из
подшипников пыль. В случае необходимости для защиты от вла-
ги и клейкой пыли ниже по потоку устанавливается распыли-
тель особой промывочной жидкости, включаемый периодически.
Ее расход около 10 л/мин, а давление на 0,2 МПа больше, чем
давление в потоке газа. Диапазон измерений от 3 до 30 м/с, по-
грешность ±1,5 %.
14.10. КОНСТРУКЦИИ РАСХОДОМЕРОВ И СЧЕТЧИКОВ
С ТАНГЕНЦИАЛЬНОЙ КРЫЛЬЧАТКОЙ

В большинстве случаев тангенциальная крыльчатка применя-
ется для измерения расхода или количества жидкости, обычно
воды в трубах небольшого диаметра. Так, серийно изготовляемые
счетчики воды с тангенциальной крыльчаткой предназначены 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 крыльчаткой — одноструйные и многоструйные.
У первых поток поступает одной струей (см. рис. 140, д), у вторых
поток поступает в турбинку и уходит из нее через ряд отверстий,
равномерно расположенных в цилиндрическом кольце, окружа-
ющем турбинку (см. рис. 140, г). Многоструйные конструктивно
сложнее одноструйных, но условия работы подшипников у них
лучше из-за отсутствия одностороннего давления воды. Ранее у
нас были распространены преимущественно одноструйные водо-
счетчики, но с выходом ГОСТ 6019-83 стало развиваться произ-
водство многоструйных счетчиков воды. Если счетный механизм
отделен герметичной перегородкой от воды, то такой водосчетчик
называется сухоходом, а если перегородки нет, то мокроходом.
В мокроходах возможно засорение счетного механизма, поэтому
у нас изготовляют лишь сухоходы.

Устройство одноструйного водосчетчика типа УВК показано
на рис. 150. На входе водосчетчика установлен с помощью пру-
жинного кольца 2 сетчатый фильтр 1 и далее конфузор, вырав-

Рис. 150. Одноструйный счетчик воды УВК с тангенциальной крыльчаткой
Рис. 151. Многоструйный счетчик воды ВСКМ с тангенциальной
крыльчаткой

нивающий поле скоростей. Турбинка 11, имеющая радиально рас-
положенные лопасти, укреплена на оси 12, передающей ее враще-
ние редуктору 9, который состоит из пяти пар шестерен с числом
зубьев 12/37. Редуктор с помощью магнитной муфты, состоящей
из двух магнитов 6 и 8, разделенных перегородкой 7 из немаг-
нитного материала, приводит во вращение роликовый счетный
механизм 5. Последний находится в пластмассовом кожухе 3 с
откидной крышкой 4. Счетный механизм соединен с магнитом 6
через пару сменных шестерен, различных для каждого типораз-
мера водосчетчика. На нижнем конце оси 12 турбинки запрессо-
вана эбонитовая сферическая опора, покоящаяся на агатовом на-
конечнике опорного стержня 13. Перемещая последний, а вместе
с ним и турбинку по высоте, изменяют отношение со/<?0. Это отно-
шение зависит также и от положения ребер 14 снизу и сверху
турбинки. Положения верхних ребер можно изменить путем
поворота чашки 10, на которой они установлены. В других конст-
рукциях для изменения отношения со/д0 предусмотрен регулиру-
емый обводной канал между входным патрубком и камерой, где
расположена крыльчатка с Dy, равным 25 или 32 мм, <?тах — 10
или 15 м3/ч.

Устройство многоструйного водосчетчика типа ВСКМ приве-
дено на рис. 151. 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 пере-
городкой 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 из-
готовляться отдельно от остальных частей крупносерийно на спе-
циализированном предприятии. Необходимо лишь иметь такой
диаметр турбинки, который обеспечивает достаточно большой
вращающий момент.

Характеристики водосчетчиков с тангенциальной крыльчат-
кой по ГОСТ 6019-83 дана в табл. 32.
Таблица 32

Технические характеристики крыльчатых счетчиков воды по ГОСТ 6019—83

Параметр мм
15 20 25 32 40 50
Расход, м3/ч: 0,03 0,05 0,07 0,10 0,16 0,30
*nun «п 0,15 0,25 0,35 0,50 0,80 1,50
<2Э 1,2 2,0 2,8 4,0 6,4 12,0
а 1,5 2,5 3,5 5,0 8,0 15,0
'ном а 3,0 5,0 7,0 10,0 16,0 30,0
'шах о Максимальный объем воды, м : за сутки 45 70 100 140 230 450
за » для счетчиков ВК 55 90 145 180 290 550
за месяц 900 1500 2100 3000 4650 8 700
за » для счетчиков ВК 1000 1800 2500 3600 5800 11 000

Во избежание быстрого изнашивания опор наибольший не-
ограниченный по времени расход назван в ГОСТ 6019-83 экс-
плуатационным (дэ). Исходя из него в табл. 32 приведен месяч-
ный расход. Для счетчиков, аттестованных по высшей категории
качества (счетчики ВК), расход qs равен номинальному дном, и
соответственно этому в табл. 32 определен для них месячный
расход. Расходы в пределах от дэ до gmax, а для счетчиков ВК

в пределах от дном до gmax допускаются лишь временно, так что-
бы объем воды за сутки не превысил значений, приведенных
в табл. 32. Потеря давления при qmav не более 0,1 МПа. Погреш-
ность от измеряемой величины не более ±2 % в диапазоне от дп
до gmax и не более ±5 % в диапазоне от gmjn до qn. По мере экс-
плуатации допустимый предел погрешности подсчитывают по фор-
мулам: ±(2 + 0,171) % < 4 % или ±(5 + 0,171) % < 10 %, где 1 —
время эксплуатации, тыс. ч. Счетчики холодной воды предназна-
чены для давлений до 1 МПа и температур от 5 до 40 °C.

Наряду с рассмотренными существуют счетчики для горячей
воды, у которых некоторые детали изготовляют из более термо-
стойких материалов.

Рис. 152. Преобразователь расхода ТПР
с крыльчаткой

Расходомеры с тангенци-
альной крыльчаткой приме-
няют значительно реже, чем
счетчики, но конструкции их
более разнообразны. На
рис. 152 показан серийно из-
готовляемый преобразователь
ТПР. Жидкость поступает по
каналу 1, вращает тангенци-
альную турбинку 2, помещен-
ную в камере 4, и уходит по
каналу 5. Для улучшения
характеристики преобра-
зователя расхода в торцовой
Таблица 33

Характеристики преобразователей ТПР с тангенциальной крыльчаткой

Тип преобразователя мм »п>ах-Л/С 9 - .Л/С *min* * п при о , г max 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

стенке камеры 4 сделано несколько глухих цилиндрических от-
верстий 3, выполняющих роль турбулизаторов. Магнито-индук-
ционный преобразователь 6 вырабатывает электрический сигнал,
частота которого пропорциональна частоте вращения крыльчат-
ки. Его значение при gmax равно 250±25 Гц.

Основные характеристики преобразователей ТПР приведены
в табл. 33. Приведенная погрешность преобразователей ±1 %.
Потеря давления не более 50 кПа.

Для измерения пульсирующего расхода и количества газа
в ЛМИ разработан расходомер, изображенный на рис. 153 [12].
Тангенциальная турбинка 2 имеет чашечные лопасти, выполнен-
ные 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 турбули-
зации потока. Ось турбинки из закаленной стали. Цапфы оси
диаметром 0,18 мм находятся в подшипниках из часовых кам-
ней: накладного и сквозного сферического, запрессованных в ла-
тунной оправке. Между ними помещена хлорфторуглеродистая

> J 4

Рис. 153. Преобразователь расхода с тангенциальной турбинкой и фотоэлектри-
ческим съемом сигнала
смазка УЛФ, стойкая в среде кислорода и многих агрессивных
газов. Для предотвращения вытекания смазки подшипники об-
рабатываются пеларгоновой кислотой. Для формирования пото-
ка служат две сетки, установленные в оправке 1 и затем сопло
«четверть круга». Имеются два обводных канала вокруг основно-
го канала, расход в которых можно изменять с помощью регу-
лировочных винтов. Тахометрический преобразователь фотоэлект-
рический, состоящий из миниатюрной осветительной лампочки 6 и
фотодиода 5 типа ФД-3. gmin = 15 л/ч; дср = 60 л/ч; gmax = 180 л/ч.
Потеря давления при <7ср равна 30 Па. Давление от 0,4 МПа;
температура от -20 до +70 °C. Погрешность ±1 %. Частота сигна-
ла 800 Гц при gmax. Кроме показанного на рис. 153 в ЛМИ был
разработан расходомер газа с тангенциальной турбинкой и фото-
электрическим преобразователем на пределы измерения 1-10,
3-30, 4-40 и 15-50 л/ч. Переход с одного предела на другой дос-
тигался изменением соотношения основного и байпасного пото-
ков.

От всех рассмотренных существенно отличается преобразова-
тель, схема которого показана на рис. 154. Турбинка с большим
числом длинных узких лопаток укреплена на консольной оси.
Лопатки находятся в кольцевом прямоугольном канале, по ко-
торому протекает измеряемая жидкость. Она делает поворот на
360°, воздействуя при этом на лопатки. Характерны для преоб-
разователя большой движущий момент, малое влияние вязкости,
пригодность для труб большого диаметра (до 400 мм). Кроме того,
механические примеси под действием центробежной силы от-
брасываются к периферии и не поступают к подшипникам. Наи-
большие расходы 25 и 1600 м3/ч при диаметрах труб 50 и 400 мм
соответственно [54, 68].

Еще большим своеобразием отличаются тангенциально-ротор-
ные расходомеры (рис. 155), иногда называемые вихревыми. Ось
их ротора перпендикулярна к потоку и смещена в сторону от оси
трубы. Поток, воздействуя тангенциально на стержни (рис. 155, а)

Рис. 154. Схема тангенциальной тур-
бинки для измерения больших рас-
ходов жидкости

Рис. 155. Тангенциально-роторные рас-
ходомеры: а — с цилиндрическими
стержнями (типа «беличьего колеса»);

б — с наклонными лопатками
или наклонные лопатки (рис. 155, 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. 155, а) разработаны в США
[67], с наклонными лопатками — в НИИ водных проблем АН
БССР для труб диаметром от 40 до 150 мм [6].

14.11. ШАРИКОВЫЕ РАСХОДОМЕРЫ

Шариковыми расходомерами называются тахометрические
расходомеры, подвижной элемент которых — шарик — непре-
рывно движется по кругу. Это движение обеспечивается или вин-
товым направляющим аппаратом, закручивающим поток, или
же тангенциальным подводом измеряемого вещества.

На рис. 156 показаны преобразователи шариковых расходо-
меров. Основное применение из них получил преобразователь [38]
с винтовым направляющим аппаратом 1 (рис. 156, а). Поток,

Рис. 156. Преобразователи расхода шариковых расходомеров: а — с винтовым
направляющим аппаратом (НИИтеплоприбор); б — с тангенциальным подво-
дом (Бопп—Рейтер); в — с тангенциальным подводом (НИИтеплоприбор)
закрученный в последнем, приводит в движение ферромагнит-
ный шарик 5 по окружности трубы. Частота вращения шарика
по кругу преобразуется в электрический частотный сигнал ин-
дукционным или индуктивным преобразователем 2. Ограничи-
тельное кольцо 3 удерживает шарик от перемещения вдоль оси
трубы. Для выпрямления потока на выходе служат неподвиж-
ные лопасти 4. Преобразователи с тангенциальным подводом
измеряемого вещества, показанные на рис. 156, б, в, применяют
при измерении малых расходов. Они проще и опасность засоре-
ния у них меньше. Во всех случаях шар под действием центро-
бежной силы прижимается к внутренней поверхности трубы
(рис. 156, а) или камеры (рис. 156, б, в), а под действием осевой
скорости потока (рис. 156, а) или веса (рис. 156, б, в) — к ограни-
чительному кольцу. При этом возникают силы механического
трения, которые вместе с вязкостным трением жидкости тормо-
зят шар. В результате окружная скорость центра шара ош отста-
ет от соответствующей окружной скорости потока о. Это отстава-
ние оценивается скольжением Sm, определяемым выражением

= (о - иш)/ш

Очевидно, v = kqo, af= ош/(2пг), где k — коэффициент пропор-
циональности; qo — объемный расход; f — частота электричес-
ких импульсов в тахометрическом преобразователе; г — радиус
вращения центра шара.

Решая эти три уравнения совместно, получим

f = kqo (1 - 5ш)/(2лг).

Для достижения пропорциональности между f и qo надо иметь
постоянство скольжения 8Ш, которое в значительной мере будет
зависеть от постоянства коэффициента лобового сопротивления
шара сш, определяемого из выражения

F = сшл<2щР(р-рш)2/2,

где F — давление жидкости на шар диаметром бш; р — плот-
ность жидкости.

Наибольшее постоянство (в пределах от 0,41 до 0,46) коэффи-
циент сш сохраняет в области чисел Re от 103 до 105. Поэтому
при расчете шариковых расходомеров не следует выходить за эти
пределы, а еще лучше выдерживать более узкие пределы: от
7 • 103 до 105 [25].

Уменьшение массы шарика снижает скольжение 8Ш и порог
чувствительности и, кроме того, улучшает пропорциональность
между f и qo. Испытание двух шариков, имевших с/ш = 38 мм и
массу 24 и 2 г, дали соответствующие значения £ш, равные 10 и 2 %,
и значения порога чувствительности 24 % Qmax и 2 % <7тах. Обычно
шарики выполняют в виде ферромагнитной полой сферы, покры-
той полипропиленом, полиэтиленом или другой пластмассой. Уве-
личение отношения плотностей жидкости р и шара рш, как пока-
зали испытания преобразователя с тангенциальным подводом
потока, несколько увеличивает частоту вращения шара [25].

С увеличением вязкости жидкости сокращается область из-
мерения, в пределах которой сохраняется постоянство градуиров-
ки шарикового расходомера. Особенно резко это сказывается
с уменьшением калибра расходомера с винтовым направляющим
аппаратом. Это одна из причин применения расходомеров с тан-
генциальным подводом жидкости при малых Dy. Вязкость ока-
зывает влияние здесь в меньшей степени, хотя с ее увеличением

частота вращения 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 пред-
назначены для измерения расхода жидкости плотностью от 0,7
до 1,4 г/см3, вязкостью от 0,3 • 10-6 до 12 • 10~4 м2/с и температу-
рой от -40 до +160 °C. Допустимы твердые включения при массо-
вом содержании не более 40 г/л и размерах не более 0,1 мм при
Dy = 3 мм, 1 мм при Dy = 6-5-25 мм, 2 мм при Dy = 32-5-50 мм, 3 мм
при Dy = 70-5-80 мм, 4 мм при Оу = 100 мм, 5 мм при Dy = 125 мм
и 6 мм при Dy - 150-5-200 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 расходы от
2,5 до 400 м3/ч по воде. Их устройство соответствует рис. 156, а,
но тахометрический преобразователь индуктивный. Диапазон
измерения 5:1. Приведенная погрешность ±1,5 % в пределах от
30 до 100 % Qmax и ±2,5 % в пределах от 20 до 30 % <?тах. Потеря
давления при <7тах не более 50 кПа. Каждый оборот шарик моду-
лирует по амплитуде колебания несущей частоты в индуктив-
ном преобразователе дифференциально-трансформаторного типа.
Возникающий частотный сигнал по вторичной обмотке преобразо-
вателя подается в частотно-амплитудный преобразователь ЧАП-5,
где поступает сначала на операционный усилитель, отфильтро-
вывающий несущую частоту и усиливающий полезный сигнал.
Затем последний проходит формирователь и ждущий мульти-
вибратор, в которых формируются прямоугольные импульсы ста-
бильной длительности. Формирователь амплитуды производит
нормирование импульсов по амплитуде, а фильтр позволяет вы-

делить постоянную составляющую последовательности импуль-
сов. С помощью генератора тока формируется унифицированный
выходной токовый сигнал 0-5 мА. Расходомеры с успехом ис-
пытывали на морской воде с содержанием абразивных частиц до
40 г/л, водном растворе хлористого кальция, формалине, каусти-
ке и горячем конденсате. Они оказались значительно более стой-
кими и надежными, чем турбинные расходомеры при работе на
мазуте, хотя и наблюдалось засорение их волокнистыми матери-
алами. Вместе с тем было отмечено, что при открытом байпас-
ном отверстии у преобразователя «Сатурн-50» при переходе от
газотурбинного топлива к мазуту, вязкость которого в 20 раз боль-
ше, показания возрастали на 20 %, а при закрытом байпасном
отверстии влияние вязкости было меньше 2 %.

Наряду с расходомером «Сатурн» в НИИ теплоприбор разра-
ботан шариковый расходомер типа «Шторм-8А». Его преобразо-
ватель расхода типа «Шадр-8А» изображен на рис. 157. В корпу-
се 2 располагается неподвижный узел, содержащий ступицу и
два направляющих аппарата 1 с ограничительными кольцами.
Между последними в канавке находится ферромагнитный ша-
рик 3. С наружной стороны корпуса имеется место для закрепле-
ния на винтах тахометрического индукционного преобразовате-
ля типа МИП-1, состоящего из катушки и магнитного сердечни-
ка. Расходомер «Шторм-8А» предназначен для измерения расхо-
да дистиллята в пределах 2-8 м3/ч при давлении 5 МПа и темпе-
ратуре 2-100 °C в трубе диаметром 32 мм. Погрешность ±1,5 %
в диапазоне от 20 до 100 % <7тах. Потеря давления 50 кПа при
<7гаах. Кроме того, имеется расходомер «Шторм-32М», преобразо-
ватель которого «Шадр-32М» предназначен для размещения
в конкретных энергетических установках и не имеет прочного
корпуса. Измеряемые расходы жидкости от 8 до 50 м3/ч при дав-
лении 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 <7тах. Результаты эксплуатации расходоме-
ров 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 % gmax и
±2,5 % в пределах от 10 до 25 % Qmax. Потеря давления при Qmax
не более 50 кПа. Расходомеры ШРТ не имеют винтового направ-
ляющего аппарата. Подвод жидкости у них тангенциальный по

Рис. 157. Шариковый преобразователь расхода «Шадр-8Л»
у расходомера «Шторм»
схеме, показанной на рис. 156, в. Промежуточный частотно-амп-
литудный преобразователь типа ЧАП-5 такой же, как и у расхо-
домеров 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
расходомер, у которого индукционный тахометрический преобра-
зователь имеет кольцевой магнит с двенадцатью полюсами.

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 дорож-
ки качения приводит к появлению отрицательной погрешности.
Потеря давления достигает 0,05 МПа при Qmax (у многих турбин-
ных расходомеров меньше).

За рубежом нашли применение [68] главным образом шари-
ковые расходомеры с тангенциальным подводом для измерения
малых расходов в диапазонах 0,5-5 л/ч и 5-50 л/ч. В расходоме-
ре 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.

14.12. РОТОРНО-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 измеряемого вещества.
Иногда эти приборы называют расходомерами с левитирующим
шаром или расходомерами с гидродинамической подвеской рото-
ра. Они пока не нашли широкого применения, однако имеется
несколько их разновидностей, отличающихся друг от друга, в част-
ности, способом приведения шара во вращение.

Преобразователь расхода одного из таких расходомеров типа
«Глобус» показан на рис. 158 [28]. В корпусе 1 запрессована втул-
ка 3, внутри которой находится шар 4. Последний имеет канав-
ку на горизонтальной окружности и, кроме того, для обеспечения
надлежащей своей ориентации в пространстве воздушную полость,
в верхней части закрываемую пробкой 7. Втулка 3 закрыта сверху
крышкой 2, а снизу крышкой, в которой расположены две индук-
ционные катушки 8 тахометрического преобразователя. Жидкость
через отверстие в корпусе 1 входит в кольцевой коллектор 6, от-
куда через два тангенциальных отверстия 10 диаметром 0,4 мм
поступает в камеру, где расположен шар, и вызывает его враще-
ние. При этом гидродинамические силы способствуют такому
Рис. 158. Преобразователь расхода расходомера «Глобус» (с шаровым ротором)

расположению шара по высоте, при котором его канавка оказы-
вается в зоне действия струй, вытекающих из отверстий 10. Вра-
щение шара с помощью двух находящихся в нем магнитных
стержней 9 и индукционных катушек 8 преобразуется в модули-
рованный электрический сигнал. Жидкость удаляется через два
кольцевых коллектора 5 в выходную трубу. Расходомер «Гло-
бус» рассчитан на расходы от 0,3 • 10~6 до 5 • 10~6 кг/с и давле-
ние до 25 МПа. Приведенная погрешность ±1 %. Потеря давления
при расходе 3 • 10~6 м3/с не более 0,03 МПа. Допустимы механичес-
кие примеси в жидкости при размере частиц не более 0,04 мм (0,1
от диаметра тангенциальных отверстий). Градуировочная харак-
теристика расходомера достаточно линейна. Некоторую анало-
гию с преобразователем расходомера «Глобус» имеет безопорный
преобразователь с вращающимся кольцевым диском. Жидкость
тангенциально поступает в камеру и приводит во вращение коль-
цевой диск, наружный диаметр которого на 5 % меньше внутрен-
него диаметра камеры. Частота вращения диска преобразуется в
импульсы тока с помощью светлых меток, нанесенных на торце-
вой поверхности диска, видимых посредством волоконного опти-
ческого устройства и воздействующих на фотодетектор. Диапа-
зон измерения от 0,06 до 6 мл/с.

Принципиальная схема другой разновидности преобразовате-
ля расходомера с шаром, вращающимся вокруг своей оси, приве-
дена на рис. 159. 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 уходит через выходное отверстие 6, будет взвешиваться пото-
ком и занимать определенное положение, начиная с некоторого
значения расхода. Если такой шар снабдить сквозным диамет-
ральным отверстием, то он будет вращаться со скоростью, про-
порциональной объемному расходу жидкости, вокруг оси, перпен-
дикулярной к оси потока. Для передачи частоты вращения шара
в него запрессовывается магнитная вставка 4, а снаружи диамаг-
нитного корпуса преобразователя помещается индукционный узел
5 съема сигнала.
1 2 3 4 5 6

Рис. 159. Схема преобразователя расхо-
да с взвешенным шаром

На рис. 160 приведена зави-
симость частоты f вращения
шара от расхода qo для диамет-
ров шара с1ш, равных 14, 16 и
20 мм при условном проход-
ном диаметре преобразователя
d, равном 20 мм. Исследование
проводили на воде. Материал
шаров — полистирол. Но пере-
ход от диаметра d к диаметру
полости D как на входе, так и
на выходе, был образован кри-
волинейными образующими, а
не конусами с углами а и Р, как

показано на рис. 159. Пропорциональность между частотой и
расходом наблюдали в пределах пятикратного диапазона изме-
нения расхода. С увеличением с/ш частота вращения уменьшает-
ся. При уменьшении с/ш до 12 мм нарушается устойчивость шара,
а при увеличении до 21 мм имеет место полная потеря устойчи-
вости.

На рис. 161 приведена зависимость отношения f/qo от расхода
qo для шаров, имеющих с/ш, равный 15, 17, 19 и 20 мм при диамет-
ре отверстия d = 20 мм [30]. Замена криволинейной входной ча-
сти на прямоугольную с углом Р= 180 ° (см. рис. 159) позволила
уменьшить влияние вязкости у шаров с <2Ш, равным 19 и 20 мм, и
таким образом увеличить диапазон измерения прибора (штри-
ховые линии на рис. 161). Опыты показали, что преобразователь
может работать в любом положении: горизонтальном, вертикаль-
ном и наклонном, причем направление потока может быть как
снизу вверх, так и наоборот. Частота вращения шара при этом не
изменяется. Кроме того, была обнаружена способность самоочи-
щения шара от механических примесей, попавших в его отвер-
стие.

Рис. 160. Зависимость частоты вращения
шара от его диаметра и расхода q:

1 — </ш = 14 мм; 2 — dm = 16 мм; 3 — </ш = 20 мм

Рис. 161. Зависимость f/q от q при диа-
метре шара dm:

1 — 15 мм; 2 — 17 мм; 3 — 19 мм; 4 — 20 мм

22 П. П. Кремлевский
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 расположена трубка из ферромагнитного спла-
ва. Для температур менее 250 °C шар был изготовлен из фторо-
пласта. Снаружи корпуса расположено кольцо из кобальтовой
стали со стабильными магнитными свойствами. Обмотка из по-
серебренного провода в стеклоизоляции. Такая магнитомодуля-
ционная система позволит избежать влияния прецессии шара на
выходной сигнал и одновременно избавляет от размещения маг-
нитных элементов в потоке. На входе и выходе из полости, где
расположен шар, имеются ограничители его хода, предотвращаю-
щие запирание шаром отверстий.

Согласно данным работы [37] соотношение размеров проточ-
ной части (см. рис. 159) надо выбирать в следующих пределах:
dm/Z> = 0,32-0,62; L/D = 0,5-2; d^/D = 0,21-0,34; Z>BbIX/Z> =
= 0,21-0,79; Рх = 60-360°; Р2 = 40-75°. Потерю устойчивости на-
блюдали при d^/D < 0,21, при dm/D > 0,34, при dBblx/D < 0,21
при Рх > 60° и в меньшей степени при Р2 < 45°. Но при Р2 > 75°
шар запирал выходное отверстие. Соотношения dBbIX/D > 0,79 и
L/D > 2 не оказывали существенного влияния на устойчивость
шара. С уменьшением d^/D возрастали частота вращения шара
и одновременно потеря напора. При изготовлении опытных об-
разцов авторами работы [37] было принято: dm/D = 0,50-0,53;
L = 0,5Z); dBX = (0,30-4),32)D; dBbIX = (0,65-0,7)£>; P2 = 70°.

Дальнейшие исследования были выполнены в НИИтеплопри-
бор [18, 20]. Основная цель — увеличение диапазона измерения
за счет уменьшения <7min и упрощение конструкции узла съема
сигнала. Была получена следующая зависимость, связывающая
Qmin с геометрическими размерами D, dm, dBX и плотностями шара
рш и жидкости р:

9min = V<Pin “ Р)^ш / (12р),

где /гш — коэффициент расхода, отнесенный к площади входного
отверстия.

Значение кш мало зависит от Л, dUI, d^x, но уменьшается от 1,4
до 1,0 при увеличении рш от 1,15 г/см° (оргстекло) до 2,7 г/см3
(дюраль).

Кроме того, было установлено, что для достижения минималь-
ного значения gmin надо иметь dm [y/D = 0,48-0,50, но для сниже-
ния потери давления полезно увеличить d^^/D до 0,56-0,59.
При малой массе шара (рш = 1,15 г/см3) и размерах: D = 54 мм,
dBX = 18 мм (dBX/D = 0,33), dBbIX = 30 мм (dBbtx/D = 0,55), dm =
= 27 мм, Рх = 100° и Р2 = 70° — удалось получить диапазон изме-
рения расхода 9max/9min =12,2, при потере давления 50 кПа (при
Qmax)'
Преобразователь расхода (см. рис. 159) имеет простую кон-
струкцию. Но ему присущи и недостатки. Как указывается
в работе [18], в ряде случаев наблюдаются зависание шара в от-
верстии по оси потока и прекращение его вращения. При некото-
рых режимах увеличивается амплитуда колебаний шара, приво-
дящая к его ударам о стенки камеры. Кроме того, возникают
трудности с обеспечением надежности преобразования частоты
вращения шара в частотный выходной сигнал в связи с появле-
нием прецессии оси вращения шара. В связи с этим тахометри-
ческий преобразователь следует выполнять в виде катушки ин-
дуктивности, охватывающей весь корпус, в котором помещен шар.

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
потока, устраняет возможность зависания и прецессии шара и
упрощает устройство тахометрического преобразователя, разме-
щаемого на боковой поверхности корпуса, но одновременно и ус-
ложняет общую конструкцию преобразователя расхода. По срав-
нению же с турбинными преобразователями их преимуществами
являются отсутствие опор и возможность измерения расхода ве-
ществ, содержащих механические примеси. Завод «Староруспри-
бор» [21] изготовляет 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 пределах от 2 до 8 м^/ч воды при 100 °C. Первые работают
в составе расходомеров ШРГП-55-50, а вторые — в составе расхо-
домеров ШРГП-55-8. Погрешность этих расходомеров ±1,5 % от
верхнего предела измерения.

14.13. ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА КРЫЛЬЧАТЫХ,
ТУРБИННЫХ И ШАРИКОВЫХ РАСХОДОМЕРОВ И СЧЕТЧИКОВ

Многие находящиеся в эксплуатации крыльчатые и турбин-
ные счетчики жидкости не имеют дистанционной передачи пока-
заний. Вал турбинки связан у них через зубчатый редуктор ме-
ханически или через магнитную муфту с роликовым либо стре-
лочным счетным механизмом. Магнитная муфта в старых кон-
струкциях находится между редуктором и счетным механиз-
мом, а в более новых — между турбинкой и редуктором.

Имеются конструкции, в которых наряду со счетным меха-
низмом, установленным непосредственно на корпусе преобразо-
вателя расхода, есть еще и устройство, обычно электрическое, для
дистанционного измерения количества прошедшей жидкости или
газа либо их расхода. Если же турбинный и шариковый преобра-
зователи расхода имеют тахометрический преобразователь, выра-
батывающий сигналы, частота которых пропорциональна частоте
вращения турбинки или шарика, то местные указатели расхода
или количества отсутствуют.

Для измерения количества прошедшего вещества эти импуль-
сы, создаваемые тахометрическим преобразователем, считаются

электрическим счетчиком импульсов, а для измерения расхода
служат частотомеры, измеряющие частоту импульсов. Иногда
ограничиваются измерением среднего значения выпрямленного
пульсирующего тока. Но в этом случае точность измерения рас-
хода оказывается невысокой.

Применяют два способа измерения частоты. Первый основан
на ее предварительном преобразовании в постоянный ток путем
перезарядки конденсатора. Второй — на счете числа импульсов
за определенные промежутки времени.

В НИИтеплоприбор разработан конденсаторный преобразова-
тель частоты для тахометрических, в частности шариковых, рас-
ходомеров (рис. 162). Импульсы от тахометрического преобразо-
вателя после усиления и формирования в прямоугольные с кру-
тыми фронтами нарастания и спада поступают на базу полупро-
водникового триода VI. Заряд конденсатора С до напряжения
J7CT стабилитрона V4 происходит от источника питания Ек через
резистор RK и диод V2 при закрытом триоде VI. Когда последний
открывается, конденсатор С разряжается через триод VI, диод V3
и цепь нагрузки RHC^. Емкость Сф сглаживает выходное напря-
жение. Такой конденсаторный преобразователь частоты «Пирс-5»
имеет выходной сигнал 0-5 мА постоянного тока при RH = 0,24-
4-2,5 кОм и, кроме того, сигнал 0-100 мВ постоянного тока при RH =
= 20 Ом. Имеется несколько модификаций «Пирс-5» в зависимо-
сти от верхнего значения измеряемой частоты f (в пределах от 20
до 400 Гц) и от типа тахометрического преобразователя (так,
«Пирс-5» — для индукционного преобразователя с катушкой, на-
мотанной на постоянный магнит, а «Пирс-5УД» — для индуктив-
ного преобразователя с дифференциально-трансформаторной ка-
тушкой, питаемой током частотой 5 кГц). Погрешность «Пирс-5»
не более 0,5 %. Учитывая, что погрешность выходных измери-
тельных приборов порядка 0,2-1,0 %, получим общую погреш-

Рис. 162. Принципиальная схе-
ма конденсаторного частотомера

ность измерения частоты в пределах
±(0,54-1,5) %. К ней надо добавить
еще погрешность самого турбинного
преобразователя ±(0,34-0,5) %.

Второй способ измерения частоты
состоит в счете числа импульсов, вы-
рабатываемых тахометрическим пре-
образователем за определенный про-
межуток времени, или же в счете
числа импульсов, вырабатываемых
образцовым, кварцевым, генератором
за время, равное или кратное перио-
ду измеряемого сигнала.
Для измерения массового расхода и количества с помощью
тахометрических расходомеров и счетчиков существует много
схем. Их можно разделить на две группы. В первой наряду
с тахометрическим преобразователем расхода имеется независи-
мый от него преобразователь плотности вещества (или темпера-
туры и давления). Вычислительное устройство обрабатывает сиг-
налы от этих преобразователей, и на выходе схемы получаются
значения массового расхода жидкости или газа. Во второй груп-
пе тахометрический преобразователь расхода конструктивно свя-
зан с устройством, реагирующим на изменение плотности (или
температуры и давления). Основное применение в той и другой
группе получили лишь приборы для измерения массового расхо-
да или количества жидкости, в которых необходимая коррекция
достигается только с помощью соответствующего преобразовате-
ля температуры. Схемы с коррекцией по плотности встречаются
значительно реже вследствие трудностей, связанных с разработ-
кой и изготовлением достаточно точных и надежных преобразо-
вателей плотности.

В схеме [46] расходомера фирмы «Фор—Герман» турбинка
помещена внутри конической втулки, которая перемещается вруч-
ную или автоматически, так чтобы скорость в месте установки
турбинки возрастала с увеличением плотности и наоборот. Для
автоматического перемещения втулки предусмотрен поплавко-
вый преобразователь плотности, через который непрерывно про-
текает измеряемая жидкость. Преобразователь воздействует на
двухфазный реверсивный двигатель, перемещающий втулку.

В расходомере, разработанном в НИИтеплоприбор [39], ось
аксиальной турбинки, воспринимающая усилие, пропорциональ-
ное pq о, закреплена на гибких упругих подвесках, что позволяет
ей перемещаться в продольном направлении и через рычаг, уп-
лотненный разделительной мембраной, воздействовать на стан-
дартный компенсационный преобразователь усилия. Сигнал от
последнего, пропорциональный pq2o, делится в вычислительном
устройстве на сигнал от турбинного преобразователя, пропорцио-
нальный qo, и на выходе получаем сигнал, пропорциональный
р<70, т. е. массовому расходу. Рассмотренные схемы отличаются
сложностью и не получили широкого применения.

При измерении расхода или количества жидкости проще ог-
раничиться введением коррекции на температуру измеряемого
вещества. 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 топли-
ва в ЦКТИ реализована схема, состоящая из шарикового расхо-
домера, имеющего частотный выходной сигнал, и терморезистора,
сопротивление которого преобразуется в частоту особым устрой-
ством. Перемножение этих двух частотных сигналов образует
сигнал, пропорциональный массовому расходу. Последовательно
с терморезистором включено сопротивление, значение которого
устанавливается от руки в зависимости от исходной плотности
жидкости. Приведенная погрешность измерения массового рас-
хода ±1,5%.

14.14. ВЫБОР И ПРИМЕНЕНИЕ
СОВРЕМЕННЫХ РАСХОДОМЕРОВ И СЧЕТЧИКОВ

Многие потребители выбирают водо- и газосчетчик или расхо-
домер по диаметру имеющегося трубопровода. Это неверно, так
как счетчик или расходомер должен соответствовать номиналь-
ному (также и максимальному) расходу с учетом и минимально-
го расхода (м3/ч). Нижний предел измерения расхода связан с
разными минимальными скоростями потока для различных ти-
пов расходомеров и счетчиков.

Для квартирных счетчиков воды и газа большинство фирм
(как зарубежных, так и российских) выпускают приборы с внут-
ренним диаметром 15 мм, однако имеются и модели с диаметром
10 мм.

Большое отношение максимального измеряемого расхода к
минимальному (от 50 : 1 до 100 : 1 и более) необходимо для квар-
тирных и домовых счетчиков горячей и холодной воды из-за боль-
шой разницы в водопотреблении между ночным временем и вре-
менем пиковых нагрузок.

В системах горячего водоснабжения (ГВС) на узел учета (зда-
ния, например), где есть подающая и обратная трубы (для цирку-
ляции), диапазон может быть небольшим. Измеряют и учитыва-
ют потребление теплоты и теплоносителя при наличии подаю-
щей и обратной труб различными методами определения разно-
сти расходов между ними.

Система коммерческого учета комплектуется приборами, име-
ющимися в Госреестре Росстандарта, куда включают и иностран-
ные приборы. Кроме этого, узлы учета должны соответствовать
Правилам Энергонадзора для предприятий и Минстроя для жи-
лищно-коммунального хозяйства. В ряде регионов России име-
ются свои Правила.

Только крыльчатые счетчики холодной, горячей воды и ка-
мерные счетчики газа используют в качестве квартирных. Для
этой цели применяют приборы с диаметрами условного прохода
10 и 15 мм.

На рис. 163, а даны габаритные размеры таких счетчиков (за-
вод «Старорусприбор» и концерн «Метран») для холодной воды типа
СКВ-2/10 и горячей воды типа СКВГ90-2/10. Для них наибольший
расход ?тах = 2 м3/ч, номинальный расход q = 1 м3/ч, переходный
расход qt = 0,1 м3/ч, наименьший расход <7min = 0,04 м3/ч, а наиболь-
ший объем воды за сутки 25 м3. Счетчики можно устанавливать
Рис. 163. Крыльчатые счетчики: а — габаритные размеры счетчика
СКВ-2/10 и СКВГ90 2/10; б — водомерный узел:

1 — водосчетчик; 2 — фильтр; 3 — кран

как на горизонтальных, так и на вертикальных трубопроводах.
Их счетное устройство поворотное (под любым углом).

К середине 1990-х годов НИИтеплоприбор закончил разработ-
ку и исследование новой серии водосчетчиков СКВ для холодной
и СКВГ90 — для горячей воды с тангенциальной крыльчаткой
для труб диаметрами от 10 до 50 мм. Счетчики одноструйные.
Струя воды поступает через круглое отверстие и создает на крыль-
чатке вращающий момент. Сверху и снизу расположены тормоз-
ные ребра. Крыльчатки для облегчения СКВ изготовлены из пласт-
массы. Ее вертикальные полуоси из твердого сплава вращаются
в лейкосапфировых втулках и опираются на корундовые подпят-
ники. Магнитная муфта связывает редуктор со счетным меха-
низмом, находящимся вне воды. Погрешность в пределах от qt до
9тах У СКВ ±2 % и у СКВГ90 — ±3 %, а в пределах от Qmin до
qt — ±5 %.
Таблица 34
На базе счетчиков СКВ и СКВГ90 НИИтеплоприбор разрабо-
тал счетчики с контактным электрическим выходом, основан-
ным на замыкании сухих герметичных контактов (герконов)
особыми магнитами.

Завод «Старорусприбор» изготовляет крыльчатые счетчики го-
рячей и холодной воды на Dy, равный 10 и 15 мм, обозначаемые
соответственно СКВ-2/10 и СКВ-3/15 (для холодной воды до 40 °C)
и СКВГ90—2/10 и СКВГ90-3/15 (для горячей воды от 40 до 90 °C).
Особенность счетчиков в том, что не только счетный механизм, но
и редуктор отделены от воды перегородкой. Связь крыльчатки
с редуктором осуществляется с помощью магнитной муфты. Для
Dy - 15 мм наибольший расход 3 м3/ч, номинальный расход
1,5 м3/ч, переходный расход 0,12 м3/ч. Необходимы прямые участ-
ки трубопровода до счетчиков не менее 5Dy и после — не менее Dy.

Квартирные и домовые крыльчатые и турбинные расходоме-
ры и счетчики должны применяться в сборке вместе с механи-
ческими фильтрами. Такая сборка для квартирного счетчика
показана на рис. 163, б, где общая длина при различных типах
счетчика может варьироваться в указанных пределах ±15 мм. Со
счетчиками обычно поставляют наборы деталей для монтажа на
трубопроводе.

Для горизонтального монтажа предназначены водосчетчики
типов ВСХ, ВСГ и ВСТ. Они оснащаются также герконами для
выдачи импульсных сигналов на электронные счетчики воды и
теплоты (так называемые тепловычислители). Характеристики
этих водосчетчиков даны в табл. 34. Этот же завод производит
водосчетчики с импульсным сигналом для горячей воды ОСВи с Dy,
равным 32 и 40 мм, и ВМГи cDy, равным 50, 65, 80, 100 и 150 мм.

АО «Арзамасский приборостроительный завод» выпускает тур-
бинные счетчики газа СГ-16, основные технические данные кото-
рого приведены ниже. На основе этого счетчика завод выпускает
измерительный комплекс СГ-ЭК с электронным корректором
объема газа ЕК-88/К, с питанием от литиевой батареи или от
источника 24 В либо 220 В, 50 Гц. Состоит из турбинного счетчи-
ка газа СГ-16М с дистанционной передачей показаний и ЕК-88/К
со встроенным в корпус датчиком абсолютного давления и тер-
мообразователем сопротивления. Межповерочный интервал 5 лет.
Дистанционное управление и передача информации — интерфейс
RS 232C/V24. Точность измерения: количества газа при рабочих
условиях ±1 % при расходе газа (0,2-1,0) gmax и ±2 % при рас-
ходе газа (0,1-0,2) <jmax; температуры ±0,1 %; давления ±0,2 %;
стандартного объема ±0,3 %.

Диапазон измерения 1 : 10. Длина прямолинейных участков:
до счетчика 5D, после счетчика 3D. Диаметр условного прохода:
50, 80,100,150, 200 мм. Верхние пределы измерения: 100, 200, 400,
800,1000,1600 м3/ч.

Выполняет автоматическое введение поправок на состав газа и
удельную теплоту сгорания газа, диагностику работоспособности
блоков комплекса; автоматическое почасовое архивирование основ-
ных параметров СГ16М и RVG могут работать и с другими кор-
ректорами.

Кроме этого, НИИтеплоприбором разработаны турбинные счет-
чики газа «Марс-М» с датчиками на диаметры 20, 40, 65, 80,100 и
200 мм. Измерительное устройство их микропроцессорное с кор-
рекцией объема по температуре и давлению, имеет цифровую ин-
дикацию всех параметров, времени и режима работы. А в Арза-
масском ОКБ разработан счетчик газа СГТ-100 на диапазон 10-
100 м3/ч с погрешностью измерения ±1 %.

Широкое распространение за рубежом получили крыльчатые
и турбинные счетчики горячей и холодной воды (в том числе
счетчики Вольтмана). Выпускают как многоструйные, так и од-
ноструйные счетчики, есть типы только для горизонтальной ус-
тановки и только для вертикальной. Однако некоторые, напри-
мер горизонтальный счетчик Вольтмана фирмы «Шлюмберже
Индастриз» (Франция) типа WET и WET-Р, устанавливают либо
вертикально, либо горизонтально.

Имеются конструкции счетчиков с горизонтальным и верти-
кальным расположением крыльчатки. Эта фирма производит
также ряд вспомогательных устройств — сетчатые фильтры, уст-
ройства предотвращения обратного потока, редукторы давления,
ограничители расхода, а также выпрямители потока, которые ста-
билизируют поток путем устранения завихрений, поэтому нет
необходимости в прямом участке трубы. Счетчики фирмы осна-
щают импульсными головками для передачи сигнала на вычис-
лительные приборы расхода теплоты, суммарного объема, теку-
щего расхода, разности температур прямой и обратной воды, вре-
мени.

Технические характеристики счетчиков групцы «Multijet»: для
номинальных диаметров 20, 25, 32 и 40 мм </ном составляет 2,5,
3,5, 6, 10 м3/ч соответственно. Рассчитаны на температуру от 110
до 130 °C. Типы МТН и MTWH устанавливают только горизон-
тально, тип MTWH-V — только вертикально.

Технические характеристики счетчиков группы «Vertical
Woltmann»: для номинальных диаметров 40, 50, 65, 80, 100 мм
9ном составляет 12, 15, 30, 40, 60 м3/ч соответственно. Рассчитаны
на температуру от 110 до 150 °C. Все типы этой группы устанав-
ливают только горизонтально.

Технические характеристики счетчиков группы «Horizontal
Woltmann»: для номинальных диаметров 100, 150, 200, 250, 300,
400 мм <7НОМ составляет 120, 180, 250, 400, 600, 800 м3/ч. Рассчита-
ны на температуру от 110 до 150 °C. Счетчики этой группы уста-
навливают как горизонтально, так и вертикально.

Перед каждым счетчиком обязательно должен быть установ-
лен фильтр, а также выдержаны прямые участки трубопровода
до и после счетчика.
Кроме водосчетчиков фирмы «Шлюмберже» в России получи-
ли широкое распространение водосчетчики фирмы «Ценнер» (Гер-
мания), ряд из которых включен в Госреестр Госстандарта. Такие
водосчетчики с герконовыми преобразователями для получения
импульсных сигналов в конце обозначения типа имеют индекс I
(например, ETKI). Цена импульса может быть 1, 5, 10, 25, 30, 100,
250, 500 и 1000 л/имп. Они поставляются также фирмой «Цен-
нер-Водоприбор» (Москва).

Крыльчатые счетчики воды типов ЕТ (одноструйные) и МТ
(многоструйные) выпускают в модификациях ЕТК и МТК для
холодной воды и ETW и MTW для горячей воды с температурой
до 90 °C или до 130 °C.

Рабочий диапазон расходов определяется минимальным рас-
ходом <7min и максимальным расходом <7тах. Внутри этого диа-
пазона различаются поддиапазоны от gmin до qn, в котором отно-
сительная погрешность составляет ±5 %, и от qa до <7тах, в кото-
ром относительная погрешность составляет ±2 % для счетчиков
холодной и ±3 % для счетчиков горячей воды. Максимальный
расход'определяется максимальным перепадом давления на счет-
чике, равным 0,1 МПа. Счетчики выпускают двух классов (А и
В), различающихся значением переходного расхода дп.

Технические характеристики крыльчатых счетчиков представ-
лены в табл. 35.

Оптимальные эксплуатационные характеристики достигают-
ся при работе счетчиков на номинальном расходе <7НОМ.

Монтаж счетчиков типа ЕТ может быть как горизонтальным,
так и вертикальным. Монтаж счетчиков типа МТ должен быть
горизонтальным, счетным механизмом вверх. При монтаже долж-
ны быть выдержаны прямые участки: пять диаметров трубы до

счетчика и один диаметр после.

Срок службы счетчиков 9 лет, межповерочный интервал 5 лет.

В Госреестр также включен погружной турбинный расходомер
ТМР фирмы ЕМСО для воды, пара и газа с температурой до 400 °C
и давлениями до 150 кгс/см2 на диаметры труб 75-2000 мм.

Таблица 35

Технические характеристики крыльчатых счетчиков

Тип счетчика D , мм У Класс А Класс В Длина, мм Масса, кг
’ном «ГО1П ®min ’п
м3 /Ч
ЕТ 15 1,5 0,06 0,15 0.03 0,12 3 110 0,36
МТ, ЕТ 15 1.5 0,06 0,15 0,03 0,12 3 165 1,50
МТ, ЕТ 20 1,5 0,06 0,15 0,03 0,12 3 190 1.70
МТ, ЕТ 20 2,5 0,10 0,25 0,05 0,12 5 190 1,70
МТ, ЕТ 25 3,5 0,14 0,35 0,07 0,28 7 260 2,50
МТ, ЕТ 25 6 0,24 0,6 0,12 0,50 12 260 2,50
МТ, ЕТ 40 10 0,40 1,0 0,20 0,80 20 270 4,70
МТ 50 15 0,60 1,5 0,30 1,20 30 300 11,70
Кроме описанных за границей производят комбинированные
водосчетчики, содержащие один счетчик с большим отверстием
и второй с меньшим. Поток переключается автоматически с по-
мощью пружинного клапана в корпусе такого прибора в зависи-
мости от значения расхода. Например, у счетчика «Шлюмберже»
типа Isoflo размеры 50х 20, 65х 20, 80х 20, 100х 25 и 150х 40 мм,
а им соответствуют максимальные расходы 50, 70, 130, 175 и
440 м3/ч.

Отношения максимальных расходов к минимальным состав-
ляют несколько тысяч, это характерное отличие от всех других
счетчиков. Ряд счетчиков имеет импульсные выходные сигналы.

Описанные выше современные водо- и газосчетчики имеют
импульсные или токовые выходные сигналы, поэтому в связи
с измерением тахометрическими расходомерами и счетчиками

Рис. 164. Схема соединений счетчика СПТ-941 с датчика-
ми в двух трубах
объемного расхода для жидкостей применяют электронные вы-
числительные счетчики для определения массы и массового рас-
хода (а зачастую и теплоты) с учетом температуры и давления
(измеряемого или назначаемого) среды, а для газа применяют кор-
ректоры приведения расхода и объема к стандартным или иным
условиям. Для воды используют счетчики СПТ-941, СПТ-942, ТВМ,
ВКТ-4, ВКТ-5, ВКГ-2, ВТД и СПТ-961 (описанные в гл. 12) и др. Для
газа применяют ВКГ-2, СПГ-741, СПГ-761 (описанные в гл. 12)и др.
И для жидкости, и для газов применяют СТД и другие универ-
сальные вычислители.

На рис. 164 дана схема соединений счетчика СПТ-941 с двумя
датчиками объемного расхода с импульсным выходным сигналом
до 18 Гц и термопреобразователями ТСМ и ТСП с НСХ 50, 100 и
500 Ом, СПТ-941 рассчитан для двух трубопроводов воды. В отли-
чие от него СПТ-942 рассчитан на четыре трубы, а также на под-
ключение четырех манометров с унифицированным сигналом по-
стоянного тока 0,4-2 В и 4-20 мА и ТСМ, ТСП с НСХ 100 и 500 Ом.

Питание СПТ от литиевой батареи, от которой питаются и ма-
нометрические приборы типа ПДИ-М. Входные сигналы часто-
той до 18 Гц и 1 кГц. СПТ-942 могут применяться с крыльчаты-
ми и турбинными водосчетчиками ВСТ, ВМГ, ВСХ, ВСГ, ОСВи,
а также со «Шлюмберже» WS, WE, SD, «Ценнером» MTWI, ETWI,
WSWI, «Премексом» M-TQ, M-NQ, «Cosmos» и др.

Основная погрешность этих вычислителей не превышает
±0,05 % по объему и объемному расходу, ±0,15 % по давлению и
температуре.

Счетчик ВКТ-4 фирмы «Теплоком» (Санкт-Петербург) рассчи-
тан на четыре трубопровода воды, на два манометра с сигналами

Рис. 165. Схема установки датчиков СПГ-741 к общему газопроводу ОБЩ
и двум трубам ТР1 и ТР2 (р — давление; t — температура; V — расход)
0—5, 0-20, 4-20 мА постоянного тока, четыре термопреобразователя
сопротивления ТСМ и ТСП с НСХ 50, 100 Ом и ТСП с НСХ 500 Ом,
четыре расходомера или счетчика с сигналом до 200 Гц. Питание
от литиевой батареи [33] ВКГ-2 (корректор расхода объема газа)
отписан в гл. 12.

Корректор СПГ-741 также с литиевой батареей, рассчитан на
два трубопровода газа, до пяти манометров с сигналами постоян-
ного тока 4-20 мА или 0,4-2 В и два термопреобразователя со-
противления ТСМ и ТСП с НСХ 50 и 100 Ом. Может работать
с расходомерами и счетчиками природного газа с сигналами до
18 Гц и 1 кГц. Схема датчиков для соединений СПГ-741 дана на
рис. 165, где J и U — сигналы тока и напряжения, N — импульс-
ные сигналы.

СПГ удовлетворяют требованиям «Правил учета газа» и «Пра-
вил поставки газа потребителям РФ», а уравнения для природ-
ного газа соответствуют уравнениям, приведенным в ПР50.2.019.
Физические характеристики газа вычисляют по ГОСТ 30319.

Все СПТ, СПГ, ВКТ и ВКГ могут работать через интерфейс RS-232
с принтером, ПЭВМ, накопительным архиватором, телефонным
модемом. Содержат часовые, суточные и месячные архивы, кото-
рые выводятся как на табло, так и на внешние устройства.
Корректор ВКГ-1 описан в конце гл. 15.

Со счетчиками жидкостей и газа, у которых нет выходных элек-
трических сигналов, можно применять накладные фотосчитыва-
тели, например ФС-1 (см. гл. 15).
Глава 15

КАМЕРНЫЕ РАСХОДОМЕРЫ И СЧЕТЧИКИ

15.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА И КЛАССИФИКАЦИЯ

Камерными называются тахометрические расходомеры и счет-
чики, подвижные элементы которых приходят в движение (не-
прерывное или периодическое) под давлением измеряемой жид-
кости или газа и при этом отмеривают определенные объемы
или массы измеряемого вещества.

Некоторые разновидности камерных приборов применяют уже
давно в качестве вод о- и газосчетчиков. При этом их подвижные
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 до ±1 %, а счетчиков жидкости равна ±(0,2-
1) %. Диапазон их измерения также достаточно большой и нахо-
дится в пределах от 5 : 1 до 20 : 1 и даже более. Вязкость измеря-
емого вещества меньше влияет на показания камерных приборов
по сравнению с турбинными. Некоторые разновидности камер-
ных счетчиков могут применяться для жидкостей, имеющих вяз-
кость вплоть до 3 • IO-4 м2/с. Но конструктивно камерные прибо-
ры 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 применяют пока еще редко. Но такое приме-
нение 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 и количества. В простейшем же случае мож-
но ограничиться лишь добавлением тахометрического преобра-
зователя к существующим конструкциям приборов.

Камерные счетчики имеют большое число различных разно-
видностей (рис. 166, 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. 166, а—г) состоят из одной или не-
скольких мерных камер, которые последовательно опорожняют-
ся и заполняются. К ним относятся опрокидывающиеся, изме-
ряющие массу (рис. 166, а) или объем (рис. 166, б) жидкости; вра-
щающиеся барабанные, измеряющие объем жидкости (рис. 166, в)
или газа (рис. 166, г); приборы с колеблющимся колоколом. Кро-
a)

Рис. 166. Различные типы камерных преобразователей расхода: а — опро-
кидывающийся гравиметрический; б — опрокидывающийся объемный; в —
барабанный для жидкости; г — барабанный для газа («мокрые газовые часы»);
д — с эластичными стенками («сухие газовые часы»); е — поршневой; ж —
ротационный с восьмеркообразными роторами; з — зубчатый с овальными
шестернями; и — кольцевой; к — дисковый; л — лопастной; м — ковшо-
вый; н — ротационный с трапецеидальными роторами

ме того, к этой же группе камерных счетчиков могут быть услов-
но отнесены мерные емкости с сильфонным или клапанным опо-
рожнением. Счетчики без движущегося разделительного элемен-
та — наиболее точные. Но они служат для измерения лишь не-
больших расходов и только при ограниченном давлении измеря-
емого вещества.

Представитель приборов 2-й группы — газосчетчик с эластич-
ными стенками двух (рис. 166, д) или более камер, которые после-
довательно заполняют и опорожняются при их непрерывном воз-
вратно-поступательном движении. Газораспределительный ме-
ханизм золотниковый или клапанный. Подобные приборы нахо-
дят широкое применение при измерении газа, расходуемого мел-
кими потребителями.

Приборы 3-й группы имеют наибольшее число разновиднос-
тей и применяются часто (рис. 166, е—н). Они состоят из жест-
кой камеры, в которой при непрерывном перемещении одного
(рис. 166, е, и, к) или нескольких (рис. 161, ж, з, л, м, н) раздели-
тельных элементов (поршня, диска, роторов и т. п.) осуществля-
ется отмеривание объемов жидкости или газа. Перечислим ос-
новные их разновидности.

Поршневые счетчики могут быть однопоршневыми (рис. 166, е)
и многопоршневыми с коленчатым валом (см. далее рис. 172)
или распределительным диском. Они отличаются высокой точ-
ностью и применяются для измерения расхода нефтепродуктов.

Роторные счетчики отличаются друг от друга формой и чис-
лом роторов. Последние могут быть одинаковыми, например,
восьмеркообразными (рис. 166, ж), трапецеидальными (рис. 166, н)
или же различными. Широко применяются в качестве газосчет-
чиков.

Зубчатые счетчики имеют две резко отличные друг от друга
разновидности: счетчики с овальными шестернями (рис. 166, 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. 166, 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. 166, к) диск с шаровой пятой со-
вершает сложное колебательное движение между конусообраз-
ными поверхностями камеры. Ранее дисковые счетчики жидко-
сти 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. 166, л) либо движутся,
упираясь пружинами в стенку камеры. Предназначены для из-
мерения жидкости в трубах диаметром 100-200 мм. Погрешность
±0,2 % в диапазоне 3:1.

Ковшевые счетчики (рис. 166, м) состоят из ротора крестооб-
разной формы, на котором укреплены оси четырех полуцилинд-
рических 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.

15.2. КАМЕРНЫЕ ПОДВИЖНЫЕ СЧЕТЧИКИ

Камерные подвижные счетчики разделяются на опрокидыва-
ющиеся и барабанные.

Опрокидывающиеся счетчики. Применяются лишь для жид-
кости и состоят из двух камер или ковшей, опрокидывание кото-
рых происходит после заполнения одной из камер определенным
объемом (см. рис. 166, б) или определенной массой жидкости
(см. рис. 166, 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
попадания в желобки она поступает через воронки, концы кото-
рых опущены почти до дна камер. Объем камер от 0,5 до 50 л,
интервалы между опрокидываниями 10-30 с, соответствующие
б/тах = 0,18:6,0 м3/ч. Опрокидывающиеся счетчики удобны для
измерения различных жидкостей при малых расходах в очень
широком диапазоне, достигающем 50: 1-100 : 1. В этих преде-
лах они сохраняют высокую точность. Погрешность не более
±(0,5-1) % 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 не завися-
щим от расхода. Тогда погрешность можно снизить до 0,1 %, что
было достигнуто в водосчетчиках Штейнмюллера, опорожнявших-
ся с помощью сифонов. Но при этом устройство счетчика суще-
ственно 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. 167)
под соответствующим давлением. Устройство такого счетчика ма-
зута (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. 167. Внутри цилиндрического корпуса 3, по-
крытого теплоизоляцией 1, снабженного люком 10 для осмотра и
закрывающегося крышкой 6, размещены два призматических
ковша 11, имеющих сечение в виде равнобедренных треугольни-
780

Рис. 167. Опрокидывающийся гравиметрический счетчик мазута

ков. При этом центр тяжести ковша при заполнении будет пере-
мещаться строго по вертикали, и изменение плотности жидкости
(например, из-за изменения ее температуры) не внесет дополни-
тельной погрешности. Мазут поступает по трубе 5 в распредели-
тельный желоб 9 и оттуда в один из ковшей. Когда определенная
масса жидкости заполнит этот ковш, момент, создаваемый его ве-
сом, преодолеет момент контргруза 8, и подвижная стрелка во-
круг оси 12 в положение, показанное штриховой линией. Мазут
из опрокинувшегося ковша выливается и по трубе 2 поступает
к потребителю. После заполнения левого ковша подвижная сис-
тема повернется против часовой стрелки и вернется в исходное
положение. Каждый поворот вызывает срабатывание счетного ме-
ханизма. Во избежание переполнения жидкостью счетчика пред-
усмотрен регулятор уровня жидкости, состоящий из поплавка 7,
связанного системой рычагов с клапаном на впускной трубе 5.

Барабанные счетчики. Состоят из барабана, разделенного пе-
регородками 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 применяют лишь для измерения объемно-
го количества жидкости или газа. Но в случае изготовления ба-
рабанного счетчика жидкости с противодействующим контргру-
зом он может измерять массу прошедшей жидкости.

На рис. 168 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 име-
ет 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
Рис. 168. Барабанный трехкамерный счет-
чик жидкости

не нарушается, так как каме-
ра занимает симметричное по-
ложение относительно цент-
ральной вертикальной оси.
После заполнения камеры 10
станет повышаться уровень в
цилиндре 7 и жидкость через
щель 2 начнет заполнять ка-
меру 4. Тогда центр тяжести
сместится влево, и счетчик по-
вернется на 120° против часо-
вой стрелки. Жидкость через
отверстие 1 выльется из каме-
ры 10 в корпус прибора, соеди-
ненный с выходной трубкой,

а камера 4, продолжая заполняться, займет нижнее положение.
Трубочки 3, заканчивающиеся открытыми концами в торцевой
стенке счетчика, служат для удаления воздуха из камер 4, 5 и
10. Стаканчики 9, впаиваемые в торцевые стенки камер, позволя-
ют точно подогнать объем последних к заданному расчетному
значению. Во избежание быстрого опорожнения камер и возмож-
ного проскакивания барабана с преждевременным попаданием
жидкости в соседнюю камеру делают перегородки (показаны штри-
ховой линией), 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<7тах, равный 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 %
<7тах не более ±0,5 %, а в диапазоне от 0 до 1 % <7тах не более
±1 %. Особая модель изготовлялась для gmax = 0,05 м3/ч. Подоб-
ные счетчики применяют для измерения количества различных
жидкостей, причем для агрессивных их изготовляют из керами-
ческих материалов.

Существуют конструкции счетчиков с большим числом изме-
рительных камер (см. рис. 166, в), но без внутреннего цилиндра.
Поэтому жидкость из отверстия в кольцевой трубке, идущей вдоль
оси, поступает в одну или сразу две измерительные камеры, нахо-
дящиеся под этим отверстием. Форма камер несимметрична от-
носительно вертикали, проходящей через ось, и по мере заполне-
ния камер центр тяжести счетчика сдвигается вправо. Это —
причина непрерывного вращения такого барабана по часовой
стрелке.

Погрешность барабанного счетчика зависит от вязкости жид-
кости, как это видно из рис. 169 [18], и, кроме того, от ее поверхност-
ного натяжения, плотности, температуры и трения в опорах. Сте-
пень же этого влияния зависит от расхода. При измерения воды
(кривая 1) чем меньше ее расход, тем сильнее сказывается влия-
ние капиллярных сил, образующих мениск в отверстии 8
Рис. 169. Зависимость погрешности 8? барабанного счетчика
жидкости от расхода:

1 — вода; 2 — спирт; 3 — масло малой вязкости; 4 — машинное масло
вязкостью 6,8 1(Г5 м2/с; 5 — вода при повышенном трении в приборе

(см. рис. 168) и вызывающих утечку части жидкости из измери-
тельной камеры обратно во внутренний цилиндр. Поэтому при
малых расходах кривая 1 поднимается и имеется небольшая по-
ложительная погрешность. При больших же расходах вновь име-
ется небольшой подъем кривой 1 вследствие того, что воздух не
успевает выделиться из жидкости и занимает часть объема изме-
рительной камеры. Наконец, при очень большом расходе кривая
1 резко падает, потому что уровень жидкости во внутреннем ци-
линдре повышается и неучитываемая ее часть переливается че-
рез воздушную трубку в камеру 5 и далее в корпус прибора.
У спирта, который имеет малое поверхностное натяжение, кривая
погрешности 2 близка к горизонтальной. Поэтому, если у воды в
диапазоне 100 : 1 погрешность равна ±0,5 %, у спирта она сни-
жается 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 большой поло-
жительной погрешности в начале кривых 3 и 4. Кроме того, уро-
вень во внутреннем цилиндре повышается и при расходах, зна-
чительно меньших, чем у воды или спирта, начинается перетека-
ние неучитываемой жидкости через воздушную трубку в камеру
5, что приводит к резкому падению кривой. Все сказанное прояв-
ляется тем сильнее, чем больше вязкость жидкости. Измерять
вязкие жидкости все же можно в уменьшенном диапазоне рас-
ходов, учитывая уменьшение полезного объема камер. Так, по
данным [18], можно барабанными счетчиками измерять жидко-
сти, имеющие вязкость до 76 • 106 м2/с. Возрастание трения
в опорах, равно как и уменьшение плотности жидкости, приводит
к возрастанию уровня во внутреннем цилиндре в момент поворо-
та 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 жид-
кость находится под атмосферным или небольшим избыточным
давлением.

Принципиальная схема барабанного счетчика газа показана
на рис. 166, г. Он имеет четыре камеры, измерительный объем
которых ограничивается уровнем затворной жидкости (обычно
воды), расположенным немного выше оси барабана. Под действи-
ем разности давлений газа на входе и выходе барабан непрерыв-
но вращается. Для увеличения площади проходных отверстий
перегородки, разделяющие камеры, дополняют торцевыми поверх-
ностями, близкими по площади к четверти круга. Одна из этих
поверхностей направлена в сторону вращения, а другая отогнута
в обратном направлении. Эти поверхности слегка перекрывают-
ся аналогичными поверхностями соседней перегородки, благода-
ря чему образуются большие щели для входа и выхода газа. Ра-
нее газосчетчики с подобными барабанами широко применялись
в качестве бытовых газосчетчиков и именовались «мокрыми га-
зовыми часами». Затем их заменили на «сухие газовые часы»,
принципиальная схема которых показана на рис. 166, д. Круг-
лый жестяной диск, прикрепленный эластичными стенками (ме-
хами) из кожи или ее заменителя к основанию, совершает воз-
вратно-поступательное движение, вытесняя определенные объе-
мы газа.

Барабанные же счетчики газа сохранили свое значение для
лабораторных работ. У газосчетчиков 1-ГСБ-160 и 1-ГСБ-400 пол-
ные 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) %.

15.3. ОСНОВЫ ТЕОРИИ КАМЕРНЫХ СЧЕТЧИКОВ

С ДВИЖУЩИМИСЯ РАЗДЕЛИТЕЛЬНЫМИ ЭЛЕМЕНТАМИ

Объем V жидкости, прошедшей через счетчик за время t, опре-
деляется уравнением

V = mVo + qt,

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 = nVo + q,

где n = m/t — число ходов или оборотов разделительного элемен-
та в единицу времени.

Счетный же механизм прибора или отсчетное устройство рас-
ходомера покажут: Уп - qa = naVi, где V1 — объем жидко-
сти, учитываемый за одно срабатывание счетного механизма; та —
число срабатываний счетного механизма за время t; п = mn/t.

Обозначим i = т/тп = п/пп — передаточное число редуктора
между разделительным элементом и счетным механизмом. Тог-
да, подставляя в выражения для погрешностей измерения 8у =
= (^п “ V)/V и 89 = (qn - qo)/qo значения Уп, V, qn и qo из предыду-
щих уравнений и учитывая, что q « nVo, получим

8у = / iV0)(l - qt / V) -1; 8q = / iVo)(l - q / qo) -1.

Погрешность показаний зависит от относительной протечки
q/q0 ~ <7#/^ через зазоры. Протечка определяет отрицательный
знак погрешности. Путем рационального выбора передаточного
числа i можно сместить кривую погрешность и тем уменьшить
ее абсолютное значение. Для этого надо положить в предыдущих
уравнениях 8у = 8^ = 0 и определить i из уравнений

i = (Vi/V0) (1 - «t/П = (Vi/V0) (1 - q/q).

подставляя сюда некоторое среднее значение протечки q/q в пре-
делах диапазона измерения счетчика. Получить при этом 8у =
= 8$ = 0 во всем диапазоне измерения нельзя, так как q/q не
сохраняется постоянным, а изменяется с расходом. Протечка q
зависит от толщины зазоров, вязкости жидкости и перепада дав-
ления с обеих сторон разделительного элемента. Значение же от-
ношения q/q зависит, кроме того, еще и от сил сопротивления
движению разделительного элемента. Так, при расходе q, мень-
шем порога чувствительности, протечка через зазоры q = q. При
этом 8у = 8^ = 100 %. Для уменьшения протечки q толщину
зазора Л делают очень малой, так, у ротационных газосчетчиков

Рис. 170. Зависимость погрешнос-
ти показаний от расхода у счет-
чика с овальными шестернями:

1 — автол; 2 — трансформаторное
масло; 3 — дизельное топливо; 4 —
керосин; 5 — бензин

того, как изменяется с изменением
расхода q перепад давления Лрэ на
разделительном элементе. Для выяс-
нения этого составим уравнение ра-
венства работ, совершаемых движу-
щимися силами NK - ?оЛрэ и силами
сопротивления Nc = NM + Nr, где NM nNT — работа сил механичес-
кого и гидравлического сопротивлений. Работа 7VM определяется
силами трения на поверхности разделительного элемента (напри-
мер, трением в зубцах овальных шестерен), в опорах, в передаточ-
ном и в счетном механизмах. Пренебрегая некоторой зависимос-
тью части из этих сил от Дрэ, может принять, что = aw, где
а — постоянная; w — скорость движения разделительного эле-
мента. Работа же Nr определяется силами трения жидкости о
поверхность разделительного элемента в зазорах, пропорциональ-
ными скоростями w при ламинарном движении жидкости в за-
зорах, а также силами внутреннего трения перемещаемой жидко-
сти и инерционными силами, пропорциональными w2. Объеди-
няя для простоты последние две силы и учитывая это соответ-
ствующим значением (лежащим в пределах 1,5-2) степени k
при скорости w, получим, что NT = (bw + cwk) w, где b и с — посто-
янные. Тогда уравнение работы примет вид

<7оДрэ = (а + bw + cwk) w.

Но w = k^n, где fej — коэффициент пропорциональности, a qo =
= nVo с погрешностью не более ±(0,5-2) %. Подставляя значения
qo и w в предыдущее уравнение, получим

△Рэ = А + Bn + Cnk,

где А = akx/Vo; B = bkl / Vo; С = ckf+1 / Vo.

При ламинарном движении исходя из закона Пуазейля про-
течка через зазоры q = fe0Ap3, где — коэффициент пропорцио-
нальности. Следовательно,

q = feo (А + Bn + Cnk).

Подставляя это значение в уравнение для qo, получим

9/9о = ^0 (А + Bn + Cnk)/[nVo + k0 (А + Вп + Си*)].

Дифференцируя это уравнение по и и полагая (q/qo)' = 0, полу-
чим значение п, при котором будет экстремум кривой

п = [А/(Л - 1) С]1//г.

Так как знак второй производной положительный, то найден-
ный экстремум есть минимум кривой. Следовательно, относи-
тельная протечка q/qo 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 = kkoA/(k - 1) + (Vo + kB) [A/(k - 1) C]1/fe.

Показанные выше уравнения позволяют охарактеризовать вид
зависимости q/qo и от расхода qo. Чем больше механические
потери, оцениваемые коэффициентом А, тем больше значения п
и qom и, следовательно, тем дальше лежат экстремальные точки
q/qo и бу от начала координат. Наоборот, с увеличением вязкости
и плотности возрастает значение коэффициента С, что приводит к
уменьшению п и приближению экстремальной точки к началу
координат. Одновременно уменьшается протечка q, что вызывает
приближение кривых q/qo и бу к оси абсцисс. Крутизна кривых
вправо от экстремальной точки определяется соотношением коэф-
фициентов А, В, С и значением показателя степени k. С увеличени-
ем вязкости жидкости значение В возрастает, значение k несколь-
ко уменьшается, что приводит к уменьшению наклона кривых
(рис. 170).

Потери давления в камерном счетчике складываются из пере-
пада давления Арэ на разделительном элементе и перепада Арв,
затрачиваемого на преодоление сопротивлений при входе и вы-
ходе, а также на трение о стенки прибора. Перепад Арв = Eqkb,
где Е и kB — постоянные, причем значение /гв лежит в пределах 1
и 2, приближаясь к последней цифре с уменьшением вязкости. Так
как qo = hVo (с погрешностью не более 0,5-2,0 %), то Дрэ ~ ЕУквпкя.
Тогда полная потеря давления в счетчике, равная сумме Дрэ и Арв,
будет определяться уравнением

\р = А + Вп + Спк + ЕУк*пкв.

Характер зависимости Ар от п или от qo существенно зависит
от степени вязкости жидкости. У маловязких жидкостей значе-
ние В мало по сравнению со значениями С и В, а значения пока-
зателей степени k и kB близки к двум. Тогда зависимость между
Др и и или Ар и qo будет близка к квадратичной. Но с увеличени-
ем вязкости будет возрастать значе-

ние В по сравнению со значениями
С и Е, а значения показателей k и kB
будут убывать, и кривая зависимос-
ти Ар от п или qo будет выпрямлять-
ся. При большой вязкости зависи-
мость близка к прямолинейной. Все
это наглядно видно на рис. 171, ха-
рактеризующем зависимость Ар от
qo для различных жидкостей [4].

От выбора предельно допустимо-
го перепада давления Apmax в камер-
ных счетчиках зависят максималь-

ный расход <?тах и объем vo измери-
тельной камеры. Ранее для водосчет-
чиков принимали Дртах = 25 кПа. Те-
перь же, когда камерные счетчики
применяют преимущественно для
измерения расхода нефтепродуктов,

Рис. 171. Зависимость потери
давления Ар 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
многие из которых имеют большую вязкость, обычно Дртах = 50 кПа.
Для газосчетчиков, работающих чаще всего в сетях низкого дав-
ления (менее 0,1 МПа), Дртах много меньше. Так, у ротационных
газосчетчиков РГ Артах не должен превышать 300 Па.

Так как с увеличением вязкости перепад давления существенно
возрастает, то при заданном значении Артах максимально допус-
тимый расход Qmax будет убывать с возрастанием вязкости жид-
кости. Но одновременно будет уменьшаться и Qmjn благодаря
уменьшению протечек через зазоры и смещению максимума кри-
вой в сторону малых расходов. В результате диапазон измере-
ния не только уменьшится, но даже может возрасти. Так, для
счетчиков с овальными шестернями калибром 60 мм диапазон
измерения Qmax/Qmin = $ Для жидкостей вязкостью до 1 • 106 м3/с,
а для жидкостей с вязкостью свыше 6 • 106 м2/с он возрастает до
10, смещаясь одновременно в сторону малых расходов.

Исходя из заданного значения Артах определяют объем Vo из-
мерительной камеры. Чем больше Vo и максимальное число обо-
ротов nmax, тем больше и Qmax. Но с увеличением калибра счет-
чика, а значит, и его объема nmax обычно уменьшается так, у счет-
чиков жидкости с овальными шестернями nmax уменьшается
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 = flQmax» гДе а — некоторая постоянная.

15.4. ПОРШНЕВЫЕ РАСХОДОМЕРЫ И СЧЕТЧИКИ ЖИДКОСТИ

Поршневые счетчики жидкости ранее применяли для измере-
ния воды. Сейчас благодаря высокой точности измерения (по-
грешность не более ±0,5-1 %) они служат главным образом для
измерения расхода нефтепродуктов. Число поршней у счетчика
бывает различным. Чаще всего встречаются счетчики с одним,
двумя, четырьмя и шестью поршнями. Распределительное уст-
ройство обычно золотниковое, иногда в виде четырехходового по-
воротного 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 небольших расходах в трубах, диаметр которых обычно не
превышает 50 мм. Вследствие возвратно-поступательного движе-
ния поршней скорость их невысока и при больших калибрах
поршневые приборы становятся слишком громоздкими.

Одним из первых поршневых счетчиков отечественного про-
изводства был однопоршневой водосчетчик с вертикальным хо-
дом поршня на калибры 40 и 50 мм и Qmax, равным 12 и 20 м3/ч
соответственно. Позже стали применять расходомер мазут типа
МП со счетчиком [012], имеющей четыре вертикально располо-
женных цилиндра с поршнями, штоки которых упираются в рас-
пределительный диск и вызывают как его движение, так и вра-
щение связанного с ним центрального вала. Кривошип послед-
него управляет движением золотника, обеспечивающего после-
довательное соединение цилиндров с входным и выходным от-
верстиями. Счетчик числа оборотов центрального вала измеряет
количество прошедшего мазута, а фрикционный тахометр, изме-
ряющий частоту вращения этого вала, — расход мазута. С помо-
щью ферродинамического преобразователя показания расходо-
мера 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 м3/ч. Погреш-
ность измерения расхода ±2,5 % у калибра 15 мм, у двух осталь-
ных ±1,5 %. Погрешность измерения количества ±1 %. Пре-
дельное давление 1 МПа, потеря давления 35 кПа, допустимая
вязкость жидкости от 20,4 • 10~6 до 89 • 10-6 м2/с.

В топливозаправочных колонках широко применяется четы-
рехпоршневой счетчик бензина (рис. 172). В четырехцилиндро-
вом блоке 1 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 счет-
ным механизмом. Золотник 9, имеющий форму усеченного кону-
са, расположен в распределительной головке 2 и притерт к опор-
ной поверхности блока 1. Плотность прилегания золотника обес-
печивается 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, находящему-

Рис. 172. Четырехпоршневой счетчик бензина
ся в крайнем положении, и продолжает поступать к поршню 15,
уже прошедшему половину пути. Одновременно поршни 10 и 16,
соединенные штоками с поршнями 13 и 15, перемещают уже от-
меренную 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 дви-
жение. Поршни же 13 и 10 будут продолжать свое первоначаль-
ное движение, пока не придут в крайнее положение. Диаметр
поршней 70 мм, их ход 32,5 мм, измерительный объем каждого
поршня 125 см3. За один оборот вала измеряется 500 см3, что при
наибольшей частоте вращения вала 80 об/мин даст расход бензи-
на, равный 2,4 м3/ч. Погрешность измерения ±0,5 %.

15.5. СЧЕТЧИКИ ЖИДКОСТИ С ОВАЛЬНЫМИ ШЕСТЕРНЯМИ

Рассматриваемые счетчики состоят из двух, находящихся в
зацеплении овальных шестерен (см. рис. 166, з), вращающихся
в противоположные стороны под влиянием разности давлений
жидкости в подводящей и отводящей трубах и перемещающих
при этом определенные ее объемы. Они — основные среди при-
боров камерного типа для измерения количества жидкостей, име-
ющих вязкость от 0,55 • 10“6 до 300 • 10 6 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 применяют для
измерения различных нефтепродуктов. Они должны изготовляться
согласно ГОСТ 12671-81*Е классов 0,25 и 0,5. В табл. 36 приве-
дены значения Qmjn, <7Ном и ?шах в зависимости от четырех диа-
пазонов вязкости жидкости для счетчиков класса 0,5. Для счет-
чиков класса 0,25 значения Qmjn в два раза выше, чем приведен-
ные в табл. 36.

Таблица 36

Значения gmax, </н()М и </min Для счетчиков жидкости
с овальными шестернями класса 0,5 м"

D , мм Вязкость, м2/с
(0,55+1,1) 10"6 (1,1+6) 10"6 (6+60) 106 (60+300) 10"6
’min $ном а ’шах о • ’min О ’ном а 4 шах ’min О ’пом ’max ’mln О ’ном q ’шах
15 0,6 2,0 3,0 0,5 1,6 2,5 0,3 1,1 1,8 0,2 1,0 1,5
25 0,9 3,9 4,5 0,8 2,8 4,2 0,4 2,5 3,8 0,3 2,2 3,3
40 2,5 8,5 12,5 2,1 7,0 10,5 0,9 5,6 9,0 0,8 5,0 8,0
65 4,0 17,0 25,0 3,0 16,0 24,0 1,8 12,0 18,0 1,7 11,0 17,0
80 7,2 36,0 54,0 6,0 32,0 48,0 4,2 28,0 42,0 3,8 25,0 38,0
Диапазоны измерения Qmax/Qmin зависят от вязкости и калиб-
ра счетчика и возрастают с их увеличением от 5 до 10. Во избе-
жание быстрого изнашивания работа при расходах свыше дном
до 1,3qhom допускается не более 5 ч в сутки, а при расходах от
1>3(/Ном Д° 1>$Qhom — не более 2 ч в сутки. Потеря давления при
Qmax не более 500 кПа. Счетчики изготовляют на давления 0,6,
1,6, 2,5, 4,0, 6,4 МПа и на три диапазона температур измеряемой
жидкости: 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-
жать значения gmax. Но одновременно благодаря резкому сокра-
щению протечек через зазоры можно еще в большей степени
уменьшить gmjn, сохранив при этом гарантированную точность.
В результате диапазон измерения <7max/9min не только не сокра-
щается, но даже возрастает. Для жидкостей с очень большой вяз-
костью (более 5 • 10-1 м2/с) предложено срезать каждый третий
зуб [20]. Это уменьшает потерю давления и позволяет повысить
9тах* 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 пределах от 0,05 до 0,1 мм. Большие из этих значений относят-
ся к Dy = 80 мм, меньшие — к 1)у = 40 мм. При очень большой
вязкости зазоры увеличивают до 0,2 мм [4]. Периметр зазоров
зависит от отношения L/Dmax, где L — ширина, a Dmax — наиболь-
ший диаметр шестерен. Оптимальное значение L/i)max = 0,8-г-О,9.
Это значение и принято для отечественных счетчиков. Однако
в работе [5] указывается на целесообразность увеличения отно-
шения L/Dm&x до значений 1,9-2,0 исходя из того, что это приве-
дет к уменьшению значения Лтах, а следовательно, и к уменьше-
нию тормозного воздействия потока и снижению погрешности.
Модули зубцов овальных шестерен исходя из удобства нарезания
зубцов и необходимости иметь надежное лабиринтное уплотне-
ние выбирают небольшими. Так, для Dy = 80 мм модуль т = 1.
С уменьшением Dy модуль снижают до 0,4-0,5. Нарезают оваль-
ные шестерни методом обкатки. Для обеспечения необходимой
зависимости между перемещением инструмента и нарезаемого
колеса в кинематические цепи зубофрезерных станков вводят ку-
лачковые механизмы. Максимальная линейная скорость шесте-
рен почти не зависит от калибра счетчика и лежит в пределах
2,2-2,7 м/с, но максимальное число оборотов овальных шестерен
nmax существенно (от 2000 до 300 об/мин) уменьшается с возрас-
танием калибра. Оно определяется формулой nmax = <7тах/60Ко,
где итах, об/мин; дтах, м3/ч; Vo — объем измерительной каме-
ры, равный объему перемещаемой жидкости за один оборот шес-
терен, м3. Объем Vo возрастает с увеличением отношения боль-
шой оси овала к малой. Обычно это отношение берут около 1,6
[15].

Особенности геометрии овальных шестерен и измерительной
камеры счетчика обусловливают некоторую неравномерность пе-
ремещения жидкости в счетчике в пределах одного оборота шес-
терен, сопровождающуюся пульсацией их угловых скоростей. Это
обусловливает некоторую погрешность в пределах одного оборо-
та [12, 14]. Устранить ее можно, сделав привод счетного механиз-
ма 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 в пределах
от —1,5 до +1,1 % [4]. Если вязкость у измеряемой жидкости
меньше вязкости градуировочной, то надо увеличить показания,
чтобы кривая погрешности сместилась в плюсовую область. 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 Dy, равный 20, 40 и 80 мм, выпускались заводом
«Ленгазаппарат» № 4. Эти работы были продолжены в СКБ «Неф-
техимприбор» (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. 173
изображен счетчик с обогреваемой рубашкой (типы ШЖУО и
ШЖУАО) для измерения быстрозастывающих жидкостей с вяз-
костью 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
камеры. Подобная простая конструкция опор оправдана для
жидкостей небольшой и средней вязкости. При значительной
вязкости жидкости целесообразно применять шарикоподшипни-
ки. Одна из шестерен на своем торце имеет хвостовик 7, связан-
ный парой зубчатых колес 8 с радиальной магнитной муфтой 9,
герметически отделяющей редуктор 11 и счетный механизм 12
от измеряемой жидкости. Редуктор 11, находящийся в выемке
крышки 10, через поводок 15 и поводковую муфту 14 связан со
счетным механизмом 12. Этот механизм роликового типа со
стрелочным указателем защищен алюминиевым корпусом 13.
Измерительная камера 4 находится внутри стального корпуса 6,
снабженного рубашкой, обогреваемой паром при давлении до
1,6 МПа. У счетчиков ШЖУО овальные шестерни, измеритель-
Рис. 173. Счетчик жидкости с овальными шестернями типа ШЖО и ШЖАО

ная камера, крышка и корпус изготовляют из стали 2Х13Л,
а у счетчиков ШЖУАО — из стали Х18Н12МзТЛ.

Для незастывающих жидкостей, таких как бензин, керосин,
дизельное топливо, автол, различные масла и другие, изготовляют
счетчики ШЖУ и ШЖУА без обогреваемой рубашки. При давле-
нии жидкости, не превышающем 0,6 МПа, корпус делают из алю-
миниевого сплава, а не из стали.

Если счетчик с овальными шестернями снабдить тахометри-
ческим преобразователем или же тахометром, измеряющим час-
тоту вращения выходного вала редуктора, то тогда наряду с изме-
рением количества прошедшей жидкости будет измеряться и ее
расход [20]. При этом необходимо иметь устройство (например,
демпфирующее) для сглаживания пульсаций шестерен в преде-
лах каждого их оборота.

Если автоматически поддерживать перепад давления с обеих
сторон счетчика равным нулю принудительным вращением од-
ной из овальных шестерен от электродвигателя [16] и тем ис-
ключить протечки через зазоры, можно получить высокую точ-
ность измерения в очень большом диапазоне расходов.
15.6. ЛОПАСТНЫЕ СЧЕТЧИКИ ЖИДКОСТИ

Лопастной счетчик жидкости состоит из вращающегося внут-
ри цилиндрической камеры цилиндра и четырех лопастей, пере-
мещающихся в радиальных прорезях последнего. Одна или две
из этих лопастей всегда принудительно выдвинуты из цилиндра

практически до упора во внутреннюю поверхность камеры
(рис. 174). При этом лопасти перекрывают кольцевой проход и,
находясь под разностью давлений жидкости, входящей и уходя-
щей из счетчика, перемещаются вместе с последней, вызывая од-
новременно вращение цилиндра. Лопастные счетчики предна-
значены 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. 174)

вокруг расположенного в центре неподвижного профилированно-
го кулачка 2 обкатываются четыре ролика 4, каждый из кото-

рых закреплен на своей лопасти. При этом способе лопасти не
упираются во внутреннюю поверхность камеры 3, и между ними

остается небольшой зазор. Если вращающийся цилиндр 1 распо-
ложен концентрично с камерой 3, то для предотвращения непо-

средственного перетекания жидкости из подводящей трубы в от-
водящую служит кольцевая вставка 5 [9, 12].

При втором способе вращающийся цилиндр размещен экс-
центрично относительно измерительной камеры, и лопасти при-

нудительно прижимаются к ее внутренней поверхности под воз-
действием пружин или же благодаря механической связи проти-
воположных лопастей, образующих две лопастные пары [17, 21].
Здесь протечки через зазоры сведены до минимума, но зато име-
ется трение лопастей о цилиндрическую поверхность камеры, что
приводит к износу трущихся поверхностей и увеличивает потерю
давления. При кулачковом приводе лопастей этих недостатков
нет, но необходима повышенная точность изготовления кулачко-
вого механизма, лопастей и внутренней поверхности камеры, что-

Рис. 174. Схема лопастного счетчика
жидкости

бы обеспечить малые (около
0,05 мм) зазоры. Профиль ку-
лачка состоит из четырех час-
тей, каждая из которых соответ-
ствует повороту цилиндра на
90°. В пределах первой части
радиус кулачка возрастает от
гпйп ДО rmax> что обеспечивает
полное перемещение лопасти
внутрь измерительной камеры.
Во второй части кулачок сохра-
няет постоянный радиус rmax, и
лопасть движется вдоль внут-
ренней поверхности камеры, перемещая отмеренный объем жид-
кости из подводящей трубы в отводящую. В третьей части ради-
ус кулачка уменьшается от rmax до Это сопровождается об-
ратным перемещением лопасти внутрь цилиндра. В четвертой
части кулачок имеет постоянный радиус rmin. Утопленная в ци-
линдре лопасть перемещается вдоль неподвижной вставки, разде-
ляющей входную и выходную полости счетчика.

При профилировании кулачка в пределах первой и третьей
частей, когда его радиус изменяется от rmin до rmax и обратно, для
сохранения длительной работоспособности счетчика надо стре-
миться 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, на-
правляющие движение лопастей.

Объем V жидкости, проходящей через лопастной счетчик за
один цикл его работы (за один оборот цилиндра с лопастями),
выражается уравнением

V = n^-r^H/4-4Hls,
где гк и Гц — радиусы камеры и цилиндра соответственно; Н —
высота камеры и лопасти; I = rmax - rlnin — радиальный ход
лопасти; s — толщина лопасти.

Диапазоны измерения лопастных счетчиков зависят от вязко-
сти жидкости и для класса точности 0,5 приведены в табл. 37.
Из таблицы следует, что с возрастанием вязкости уменьшаются
значения <7inin, ?ном и <7тах> но диапазоны измерения сохраняются
неизменными, а именно: 9max/?tnin = 6 и 9ном/?т1п = 4. Согласно
ГОСТ 22548-77* для лопастных счетчиков класса 0,2 значения
9min в Два раза больше, чем те, которые приведены в табл. 37.
Следовательно, для них отношение </max/?min = 3; ?НОм/9т1п ~ 2.
Потеря давления при <?п1ах не должна превышать 50 кПа. Лопастные
счетчики изготовляют на рабочие давления: 1,0, 1,6, 2,5, 6,4 МПа на
три диапазона температур измеряемой жидкости: от —40 до
+50 °C, от +10 до +60° и от +60 до +120° С.

Таблица 37

Значения qmax, 9ном и 9min Для лопастных счетчиков жидкости
класса 0,5 м3

D , мм У Вязкость, м2/с
(0,55+6) 10-6 (6+60) 10 6 (60+300) 1О‘в
$ном О 'шах «min «по» О ^шах 4min С ном а ^тах
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

24 П. П. Кремлевский
Из приведенных таблиц следует, что при gmax частота вращения
счетчика с _0у = 100 мм лежит в пределах от 156 до 235 об/мин,
а счетчика с _0у = 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
Dy = 200 мм. Эти цифры далеки от предельно возможных. Так,
в работе [8] указывается, что в зависимости от размеров частота
вращения лопастных счетчиков может лежать в пределах 200-
600 об/мин. Одновременно с повышением частоты вращения мо-
гут быть сокращены размеры счетчиков. В работе [10] рекомен-
дуется для счетчиков с Dy, равным 100 и 200 мм, иметь 2гк, рав-
ные 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 в ГОСТ 22548-77*, так как в суще-
ствующих лопастных счетчиках она почти в два раза меньше.

Конструкция отечественных лопастных счетчиков разработа-
на СКВ «Нефтехимприбор». Привод лопастей от профилирован-
ного кулачка соответствует схеме, показанной на рис. 174. Ось
вращающегося цилиндра должна быть расположена вертикаль-
но. На верхней части цилиндра установлено зубчатое колесо, ко-
торое 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 нейт-
ральных жидкостей. Корпус с крышкой и вращающийся цилиндр
изготовляют из чугуна, лопасти — из алюминиевого сплава, под-
шипники шариковые. Для передвижных установок на Dy = 100 мм
спроектирован облегченный счетчик с алюминиевым корпусом.
Для измерения агрессивных сред разработаны лопастные счет-
чики типа ЛЖА. В них применены коррозионно-стойкие мате-
риалы, а вместо шарикоподшипников — подшипники скольже-
ния. Для измерения сырого и дистиллированного парафина со-
зданы лопастные счетчики типа ЛЖО с рубашкой, обогреваемой
паром.

Все рассмотренные лопастные счетчики имеют один вращаю-
щийся цилиндр с одним каналом обтекания. Возможно постро-
ение симметричного лопастного счетчика с двумя вращающими-
ся цилиндрами и двумя измерительными камерами. В работе [10]
такая модификация особенно рекомендуется при измерении боль-
ших расходов, для гашения вибрации.

15.7. КОВШОВЫЕ СЧЕТЧИКИ ЖИДКОСТИ

Вращающаяся система счетчика состоит из цилиндрического
ротора, имеющего крестообразное поперечное сечение (см.
рис. 166, м) и четырех полукруглых корытообразных ковшей,
размещающихся в полукруглых пазах, выточенных в роторе.
На концах ротора имеются две дисковые пластины с укреплен-
ными на них четырьмя подшипниками, внутри которых враща-
ются оси ковшей. Между измерительной камерой и ротором
имеется для прохода жидкости кольцевой канал, внизу которо-
го помещена вставка, препятствующая непосредственному пере-
току жидкости из входного отверстия в выходное. Площадь по-
перечного сечения канала равна (ги - rp) Н, где ги — внутрен-
ний радиус измерительной камеры; гр — наружный радиус ро-
тора; Н — высота канала. Между радиусом ковшей гн и радиу-
сом окружности го, на которой расположены их оси, существует

/ 2 2 \0,5

соотношение rK = I rp - ro I , обеспечивающее герметизацию коль-
цевого канала, который всегда перекрыт двумя или тремя ков-
шами. Разность давлений жидкости на входе и выходе вызыва-
ет движение ковшей и вращение ротора. При этом ковши дви-
жутся плоскопараллельно, так что их наклон относительно оси
ротора все время остается неизменным. Это обеспечивается с
помощью четырех шестерен, укрепленных на осях ковшей и свя-
занных четырьмя промежуточными шестернями с центральной
неподвижной шестерней. Другой способ, реализованный в счет-
чиках СКВ «Нефтехимприбор», заключается в применении осо-
бого четырехзвенного механизма. Он состоит из диска, несуще-
го четыре пальца, связанного кривошипами с ковшами. Диск
расположен эксцентрично на передней промежуточной крышке
и может вращаться вокруг своей оси. Геометрические оси рото-
ра, диска, ковша и кривошипа — вершины четырехзвенного ме-
ханизма. В результате при полном повороте ротора вокруг сво-
их 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 измери-
тельный объем счетчика равен всей площади измерительной ка-
меры за вычетом крестообразной площади поперечного сече-
ния ротора, а также площади поперечного сечения стенок ков-
шей. Другое достоинство ковшовых счетчиков — большой диа-
пазон измерения. Они имеют <7max/<7min = Ю- В пределах этого
диапазона они сохраняют погрешность ±0,5 % от измеряемой
величины. Недостаток рассматриваемых счетчиков — конструк-
тивная сложность. У ковшовых, как и у других счетчиков камер-
ного типа, сопротивление движению разделительных элементов
возрастает с увеличением вязкости жидкости. Это приводит к
соответствующему снижению предельно допустимых расходов.
Потеря давления в большинстве случаев не превосходит 30 кПа
(при очень большой вязкости не свыше 50 кПа).
15.8. КОЛЬЦЕВЫЕ СЧЕТЧИКИ ЖИДКОСТИ

Подвижной элемент кольцевого счетчика — кольцо 8 (рис. 175, а),
находящееся внутри измерительной камеры 2. Под давлением
жидкости, поступающей через отверстие 6, кольцо катится по внут-
ренней поверхности камеры 2 и одновременно скользит вдоль
перегородки 5, вытесняя жидкость из измерительной 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. 175, б) внутри кольца ока-
жется замкнутым определенный объем жидкости. Под давлени-
ем жидкости, поступающей снаружи кольца, последнее будет про-
должать свое движение и вытеснять замкнутую в нем жидкость
через отверстие 4. На рис. 175, виг показано положение кольца
при повороте на 270 и 360° соответственно. Измерительный объем
счетчика определяется выражением

vh = [л(ги - Гц )- 2лгкб]н - 8П,
где ги — внутренний радиус камеры; гц — наружный радиус ци-
линдра 1; гк — средний радиус кольца; 5 — толщина кольца;
Н — высота камеры и кольца; sn — площадь поперечного сече-
ния 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 требуются частые разборка и чистка. В зави-
симости от рода измеряемого вещества кольцо может изготов-
ляться из графита, бронзы, легких металлов и других материа-
лов. Как и большинство других камерных счетчиков, кольцевые
создают небольшую неравномерность движения жидкости в пре-
делах каждого цикла.

Погрешность счетчика уменьшается с увеличением вязкости
жидкости и сокращением диапазона измерения. Для жидкостей,
имеющих очень малую вязкость (менее 0,7 • 10~6 м2/с), погреш-

Рис. 175. Схема движения кольцевого поршня в кольцевом счетчике жидко-
сти
ность ±1 % в диапазоне от 30 до 150 % <?ном- При вязкости от 0,7
до 300 • 10~6 м2/с погрешность равна ±0,5 % в диапазоне от 15 до
150 % Qhom- Погрешность снижается до ±0,2 % при уменьшен-
ном диапазоне измерения от 60 до 150 % QHOM и вязкости от 0,7
до 6 • 10 6 м2/с или при диапазоне от 50 до 150 % дном и вязкости
от 6 • 10 6 до 300 • 10 6 м2/с. В работе [11] указывается, что для
узкого диапазона измерения погрешность может быть снижена
до ±0,1 %.

15.9. КАМЕРНЫЕ СЧЕТЧИКИ ЖИДКОСТИ ДРУГИХ ТИПОВ

Наряду с рассмотренными выше имеются камерные счетчики
жидкости с другими формами подвижного разделительного эле-
мента. Остановимся на некоторых из них. На рис. 166, к показа-
но устройство дискового счетчика жидкости. Под давлением по-
ступающей жидкости его разделительный элемент — диск с цен-
тральным шаром, опирающимся на шаровую пяту, — совершает
сложное колебательно-нутационное движение. При этом поверх-
ность диска катится по конусам измерительной камеры, а его
радиальная прорезь перемещается вверх и вниз вдоль радиаль-
ной перегородки. До появления счетчиков с овальными шестер-
нями дисковые счетчики имели довольно широкое 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 со-
вместно вращающихся под давлением поступающей жидкости
винтов с циклоидальным профилем. Один из винтов имеет вы-
пуклый профиль нарезки, другой вогнутый. Возможен и другой
вариант построения винтового счетчика с одним рабочим вин-
том и двумя боковыми винтами для обеспечения герметичного
уплотнения. Винтовые счетчики целесообразны для калибров от
6 до 40 мм. В СКВ «Нефтехимприбор» разработан винтовой пре-
образователь расхода мазута типа ПР-10/64, снабженный индук-
тивным 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 м3/ч и вязкости жидкости
(3+4) 10 5 м3/с. Диаметр условного прохода 10 мм. При вязкости
в пределах (4+6) 10“5 м2/с верхний предел измерения снижается
до 1,1 м3/ч, а при вязкости (6,0+8,5) 10“5 м2/с — до 1,0 м3/ч.
Потеря давления придтах составляет: 0,1, 0,14, 0,18 МПа при вязко-
сти 4 • 10"5, 6 • 10“° и 8,5 • 10 ‘5 м2/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 расхода
Рис. 176. Комбинированный преобразователь расхода (винтовой и порш-
невой)

в пропорциональное ему значение силы тока ±1,5 от предельного
значения тока 5 мА.

Весьма оригинальный расходомер, имеющий два преобразова-
теля расхода — зубчато-винтовой и поршневой, разработан в Да-
нии [13]. Его схема показана на рис. 176. Средний ротор 5 зубча-
то-винтового преобразователя приводится во вращение от двига-
теля 9 мощностью 3 кВ через муфту 8. Вал ротора вращается
в подшипниках 6 и снабжен уплотнительной муфтой 7, рассчи-
танной на давление до 20 МПа. Два боковых ротора служат для
уплотнения. Частота вращения роторов такова, что давление на
входе равно давлению на выходе, и поэтому при неизменном рас-
ходе поршень 2 в цилиндре 3 не перемещается. Но при увеличе-
нии или при уменьшении расхода появляется разность давлений
с обеих сторон поршня 2, и последний начинает перемещаться в
ту или другую сторону. Тогда преобразователь 1 положения %
поршня дает сигнал регулирующему устройству 12, которое из-
меняет частоту вращения двигателя 9, пока давления жидкости
на входе и выходе не сравняются и перемещение поршня прекра-
тится. Таким образом, частота вращения двигателя 9 пропорци-
ональна объемному расходу. Его вал снабжен двумя тахометри-
ческими преобразователями 10 и 11 для выработки аналогового
(АСЗ) и цифрового (ЦСЗ) сигналов соответственно. Для измере-
ния быстропеременной (пульсационной) составляющей расхода
в пределах до 500 Гц малоинерционный поршень 2 снабжен пре-
образователем 4 скорости своего перемещения, вырабатываю-
щим сигнал АСП. С помощью уст-
ройств 13-15 сигналы АСЗ и АСП
могут быть сложены. Частота вра-
щения двигателя 9 может изме-
няться от 1 до 4000 об/мин и та-
ким образом достигается очень боль-
шой диапазон измерения — 4000 :1.
Предельный расход 260 м3/ч. По-
грешность менее ±0,5 %. Потеря
давления не более 2000 Па. При-
бор предназначен для измерения
расхода минерального масла в пря-
мом и обратном направлениях.

Для измерения количества и
расхода жидкости в трубах неболь-
шого диаметра наряду с винтовы-
ми целесообразны преобразователи
ролико-лопастного типа, в которых

3 г 7 5

Рис. 177. Роликово-лопастной счет-
чик жидкостей

лопасти не выдвижные и представляют одно целое с вращаю-
щимся цилиндром, а роликовые замыкатели — цилиндрические
серповидного сечения. Устройство такого преобразователя пока-
зано на рис. 177 [7]. Внутри корпуса 1, образующего кольцевую
измерительную камеру, соосно с последней помещен цилиндри-
ческий ротор 2, имеющий две лопасти. Жидкость поступает через
канал 4 и своим давлением на лопасть приводит ротор 2 во враще-
ние. При этом жидкость, находящаяся в кольцевой измеритель-
ной камере, уходит через выводной канал 5. Оси двух цилиндри-
ческих замыкателей 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. Разработаны три типоразмера преобразова-
телей: ОР-20, ОР-200 и ОР-1000 на диаметры труб 12, 25 и 55 мм и
Qmax, равное 0,04, 0,4 и 1,5 м3/мин соответственно. Предельное дав-
ление 16 МПа, наибольшая 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 (1-5-1000) 10 4 м2/с. Следу-
ет отметить высокую точность преобразователей в очень широ-
ком диапазоне вязкостей.

15.10. КАМЕРНЫЕ СЧЕТЧИКИ ГАЗА

Камерные газосчетчики роторного типа с роторами восьмерич-
ной формы (рис. 178) изготовляют серийно. Для синхронизации
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. 178, а, левый ротор замкнул в измерительной
Рис. 178. Схема роторного преобразователя расхода

камере заштрихованную порцию газа, которую затем будет пере-
мещать в выходной патрубок. В этом положении движущий мо-
мент Мд приложен только к левому ротору. Но при дальнейшем
вращении роторов появится и будет возрастать (в пределах угла
поворота 90°) движущий момент на правом роторе, а на левом он
будет уменьшаться, пока не станет равным нулю после угла по-
ворота 90° в положении, показанном на рис. 178, б. При этом
правый ротор замкнет вторую заштрихованную порцию газа. Всего
за один оборот роторов счетчик перемещает четыре таких заштри-
хованных объема. Жирными линиями показаны участки поверх-
ности роторов, обрабатываемые с высокой 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 само-
очистке поверхностей счетчика. С уменьшением отношения с/а
объем измерительной камеры возрастает. Обычно с/а = 0,3+0,4.
Дальнейшее уменьшение отношения с/а нежелательно по сооб-
ражениям прочности. Отношение длины L ротора к его диамет-
ру 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 ради-
альных и торцевых зазоров между роторами и корпусом от 0,04
до 0,1 мм. Перепад же давления на газосчетчике должен быть не
более 300 Па. Для достижения столь малой потери давления при-
меняют шарикоподшипники и выбирают допустимые частоты
вращения роторов, а в газосчетчиках малых калибров (РГ-40 и
РГ-100), кроме того, передача к редуктору и счетному механизму
осуществляется с помощью магнитной муфты, а не осью, проходя-
щей через уплотнение. С увеличением калибра газосчетчика про-
течки через зазоры уменьшаются с 2 % у РГ-100 до 0,5 % у РГ-600.
Количество газа V, прошедшее через счетчик, определяется урав-
нением V = knVK, где п — число оборотов роторов; V„ — конструк-
тивный измерительный объем счетчика, равный четырем зашт-
рихованным на рис. 178 объемам; k — коэффициент, учцтываю-
Таблица 38

Технические характеристики ротационных газосчетчиков

Параметр Тип газосчетчика
РГ-40 РГ-100 РГ-250 РГ-400 РГ-600 РГ-1000
а , м3/ч 48 120 300 480 720 1200
д , м“7ч НОМ о' 40 100 250 400 600 1000
q . , NT/ч 4 10 25 40 60 100
Порог чувствитель- 0,6 1,5 3,75 6,0 9,0 15
ности Погрешность, %: при (0,1+0,2) дном ±3 ±2 ±2 ±2 ±2 ±2
» (0,2+1,2)о пом ±1,5; 2,5 ±1; 1,6 ±1; 1,6 ±1; 1,6 ±1; 1,6 ±1; 1.6
D , ММ 50 80 125 150 150 200
п при 9ИОМ, об/мин 2400 1400 985 936 720 619

щий протечки через зазоры, k = 1,02 для РГ-100 и k = 1,005 для
РГ-600. Характеристики ротационных газосчетчиков типа РГ,
изготовленных ивано-франковским ПО «Геофизприбор», приве-
дены в табл. 38.

С ростом калибра резко возрастают габаритные размеры, мас-
са и металлоемкость ротационных газосчетчиков. В связи с этим
на расходы более 1000 м3/ч оказалось целесообразнее изготов-
лять 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. Выход-

Рис. 179. Трехроторный преобразователь расхода
ной сигнал 0-5 мА, приведенная погрешность преобразователя
расход—ток не более 1,5 %.

Недостаток газосчетчиков 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 газосчетчиков и непригодности
их применения в качестве образцовых приборов. В этом отноше-
нии значительно лучше газосчетчики с роторами трапецеидаль-
ной формы, обкатывающиеся вокруг неподвижных цилиндров не-
полного круглого сечения (см. рис. 166, н). У них нет пульсаций
расхода и давления и погрешность меньше.

Помимо двухроторных, предложен также и трехроторный га-
зосчетчик [12]. Последовательное положение его роторов (I-VI)
показано на рис. 179, из которого видно, что два ротора fej и ^2 —
вращающиеся лопасти. Измерительный объем его выше, чем
у газосчетчиков с восмеричными или трапецеидальными ротора-
ми при одном и том же размере внутреннего пространства. Это
объясняется меньшим заполнением последнего движущимися
элементами.

15.11. ПРИМЕНЕНИЕ ВЫЧИСЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
С КАМЕРНЫМИ СЧЕТЧИКАМИ ЖИДКОСТИ И ГАЗА

Поскольку камерные счетчики жидкости и газа измеряют ко-
личество сред в единицах объема, для вычисления массы или объе-
ма при стандартных либо иных условиях необходимо применять
соответствующие вычислители. Для жидкости это счетчики (или
тепловычислители — см. гл. 12 и 14), а для газа — вычислители
(или корректоры), вычисляющие плотность по давлению и темпе-
ратуре среды, а иногда и учитывающие сигнал от плотномера и
от калориметра, например СПГ-741, СПГ-761, СПГ-762, СПГ-763
(фирмы «Логика», Санкт-Петербург), ВКГ-2 (фирмы «Теплоком»,
Санкт-Петербург) и др.

Если камерный счетчик не имеет импульсного или токового
выходного сигнала, то можно получить импульсный сигнал от
приставки — накладного фотосчитывателя типа ФС-1 фирмы «Теп-
локом» (Санкт-Петербург), соединяемого с корректором ВКГ-1 по
схеме рис. 180. Этот корректор рассчитан на работу с двумя та-
кими датчиками.

Комплекс ВКГ-1 ИК предназначен для измерения и регистра-
ции в рабочих условиях расхода и объема природного газа по
ГОСТ 5542-86 в одном или двух газопроводах. Комплекс совмест-
но с преобразователями давления и температуры обеспечивает
регистрацию расхода и объема газа, приведенных к стандартным
условиям в соответствии с Правилами ПР 50.2.019.
Рис. 180. Структурная схема узла учета газа на базе микропроцессор-
ного корректора типа ВКГ-1 и механического счетчика РГ с примене-
нием узла фотосчитывателя ФС-1:

1— счетчик газа; 2 — фотосчитыватель; 3 — датчик давления; 4 — датчик
температуры

В состав комплекса входят следующие составные части (см.
рис. 180): 1 — ротационный счетчик газа РГ; 2 — фотосчитыва-
тель ФС-1; 3 — манометрический преобразователь; 4 — термо-
преобразователь сопротивления; 5 — микропроцессорный вычис-
литель количества газа ВКГ-1.

Технические характеристики ВКГ-1 ИК: диаметр условного
прохода от 50 до 200 мм; диапазон измерения расхода от 4 до
1000 м3/ч; потеря давления при номинальном расходе не превы-
шает 294 Па.

Сервисные и коммуникационные возможности ВКГ-1:

1) отображение на 2-строчном ЖКИ-дисплее значений теку-
щих параметров газа одновременно по двум трубопроводам;

2) архивирование среднечасовых и среднесуточных парамет-
ров газа с глубиной 40 суток, их представление на дисплей по
запросу оператора;

3) архивирование с нарастающим итогом объема газа, его пред-
ставление на дисплей по запросу оператора;

4) представление на принтер непосредственно с вычислителя
по интерфейсу RS232C со скоростью обмена от 300 до 9600 бод
архивной информации в виде готовых отчетных ведомостей, не
требующих ручной или машинной обработки;

5) возможность объединения вычислителей (в том числе и
других приборов ВКТ — счетчика воды или пара) в компьютер-
ную сеть с удаленностью приборов до 1,2 км;
6) возможность передачи архивной информации по модемной
связи;

7) возможность хранения и передачи информации с помощью
накопительных пультов;

8) возможность дистанционного управления вычислителем с
помощью пульта-терминала типа НП-1;

9) полная автоматизация учета при любых нештатных ситуа-
циях в системе газоснабжения и работе вычислителя, включая
отсутствие питания сети с архивированием времени и идентифи-
цирующего кода ситуации; наличие дистанционной сигнализа-
ции о нештатной ситуации;

10) наличие режима «регистратора» совместно с принтером с
дискретностью представления информации от 1 до 99 мин;

11) ускоренная проверка за счет специального режима вычис-
лителя (при пользовании стандартизованных СИ проверка зани-
мает 15—25 мин);

12) представление информации об объеме (расходе) газа в стан-
дартных и рабочих условиях;

13) возможность предварительной установки начального объема
газа, соответствующего показаниям счетчика.

Фотосчитыватель ФС-1 предназначен для определения прохож-
дения меток, имеющих разную контрастность, и выполнен на ос-
нове оптопары с открытым оптическим каналом, работающим
на отражение.

Возможны два варианта меток:

1) метка поглощает световой поток, а за меткой находится от-
ражающая поверхность;

2) метка имеет отражающие свойства, а за меткой ничего не
находится, или находится светопоглощающая поверхность.

Технические характеристики фотосчитывателя ФС-1: рассто-
яние фотосчитывателя до отражающей поверхности 3-10 мм; ча-
стота следования меток от 0,03 до 1000 Гц; способы передачи
информации о прохождении метки: прерывание тока потребле-
ния в линии питания; перепад напряжения в линии «Выход ло-
гический»; время прерывания тока потребления токовым клю-
чом 300±100 мкс; максимальная длительность фронтов токового
сигнала не более 120 мкс; ток потребления при U = 18 В — (0,6-
0,8) Un мА; уровень напряжения линии «Выход логический»
1,5 В (Лог 0), Un — 1,5 В (Лог 1); напряжение питания 5-18 В.

Фотосчитыватель вворачивают в гайку, приклеенную на объекте
эпоксидным или молекулярным клеем.

Ряд современных камерных, в том числе ротационных, счет-
чиков, например, RVG, мембранные (диафрагменные) ВК фирмы
«Ргешех» и др., имеют импульсивные выходные сигналы как низ-
кой, так и высокой частоты.

С такими счетчиками можно применять вычислители (кор-
ректоры) СПГ-741, СПГ-761, СПГ-762, СПГ-763 и ВКГ-1,2;
Условные обозначения

Условное обозначе- ние Параметр Размерность: М — масса; L — длина; Т — время; G — температура Единица физической величины
с Коэффициент истечения Безразмерная величина -
с. Коэффициент истечения при числе Рейнольдса, стремящемся к беско- нечности То же
d Диаметр отверстия или горловины СУ при рабочей температуре среды L м
D Внутренний диаметр ИТ на входе СУ или входной части классиче- ской трубы Вентури при рабочей температуре среды L м
Е Коэффициент скорости входа Безразмерная величина
Е э н т Количество энергии (теплота сгора- ния), которое может быть получено при сгорании среды Массовая удельная теплота сгора- ния Ь2-М -Т’2 L2 • Т2 МДж МДж/кг
н с Объемная удельная теплота сгора- ния при стандартных условиях L’1 • М Т2 МДж/м8
К Коэффициент сжимаемости газа Безразмерная величина —
К Масштабный коэффициент Зависит от единиц измерений параметров
к о Поправочный коэффициент на из- менение диаметра СУ, вызванное отклонением температуры среды от 20 °C Безразмерная величина
К п Поправочный коэффициент на при- тупление входной кромки отвер- стия диафрагмы То же —
к III Поправочный коэффициент на ше- роховатость внутренней поверхно- сти измерительного трубопровода —
₽ Относительный диаметр сужающего устройства 0 = d/D » —
т Относительная площадь сужающего - „2 устройства, т = 0 —
d20 Диаметр отверстия сужающего уст- ройства при 20 °C L м
^20 Внутренний диаметр трубопровода перед сужающим устройством при 20 °C L м
р Плотность измеряемой среды в ра- бочих условиях М • L"8 кг/м8
рс Плотность газа в стандартных усло- виях М L-8 кг/м8
а Коэффициент расхода Безразмерная величина -
£ Поправочный множитель на расши- рение измеряемой среды То же —
f Площадь отверстия сужающего уст- ройства L2 м2
&р Перепад давления ML"*T*2 кгс/м2
% Объемный расход в рабочих усло- виях L3T-1 м8/ч
Продолжение таблицы

Условное обозначе- ние Параметр Размерность: М — масса; L — длина; Т — время; © — температура Единица физической величины
’с Объемный расход, приведенный к стандартным условиям L3T-1 м8/ч
Массовый расход МТ'1 кг/ч
k Абсолютная шероховатость L мкм
Re Число Рейнольдса для диаметра D Безразмерная величина —
V Кинематическая вязкость жидкости в рабочих условиях l2t-1 м2/с
Л Коэффициент гидравлического тре- ния Безразмерная величина —
Р1 Абсолютное давление измеряемой* среды перед сужающим устройст- вом ML-’T'2 Па
р2 Абсолютное давление измеряемой среды в «минусовой» камере отбора давления ML^T'2 Па
к Критерий возникновения кавита- ции в сужающих устройствах Безразмерная величина —
и Коэффициент сужения струи Тоже —
Л₽п Наибольший перепад давления в су- жающем устройстве ML 1Т'2 кгс/м2
к Показатель адиабаты Безразмерная величина —
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Список общей литературы

01. Бобровников Г. И., Новожилов Б. М., Сарафанов В. Г. Бесконтактные
расходомеры.— М.: Машиностроение, 1985.— 127 с.

02. Гороии В. И. Измерение расхода воздуха, газов и жидкостей в нефтяной
промышленности.— М.: Гостоптехиздат, 1947.— 264 с.

03. Ильинский В. М. Бесконтактное измерение расходов.— М.: Энергия,
1970.— 111 с.

04. Ильинский В. М. Измерение массовых расходов.— М.: Энергия, 1973.—
142 с.

05. Катыс Г. П. Элементы систем автоматического контроля нестационар-
ных потоков.— М.: Изд-во АН СССР, 1959.— 211 с.

06. Катыс Г. П. Объемные расходомеры.— М.; Л.: Энергия, 1965.— 88 с.

07. Катыс Г. П. Системы автоматического контроля полей скоростей и
расходов.— М.: Наука, 1965.— 464 с.

08. Кабза 3., Посполита Я. Оценка динамических свойств различных рас-
ходомеров // Материалы 9-й науч.-техн, конф.: Совершенствование средств
измерения расхода жидкости, газа и пара.— СПб.: МЦЭНТ, 1994.— С. 102-106.

09. Кивилис С. С. Тенденции развития расходометрии // Метрология и
измерител. техника.— М., 1972.— Т. 2.— С. 84-146.

010. Кремлевский П. П. Приборы теплового контроля отечественного про-
изводства: Т. 1. Расходомеры.— М.; Л.: Каталогиздат, 1938.— 184 с.

011. Кремлевский П. П. Расходомеры. Производственные приборы для из-
мерения расхода жидкости, газа, пара.— М.; Л.: Машгиз, 1955.— 434 с.

012. Кремлевский П. П. Расходомеры.— М.; Л.: Машгиз, 1963.— 656 с.

013. Кремлевский П. П. Расходомеры и счетчики количества.— Л.: Маши-
ностроение, 1975.— 776 с.; 1989.— 701 с.

014. Кремлевский П. П. Измерение расхода и 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 и пара // 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. Измерения расхода многофазных потоков.— Л.:
Машиностроение, 1982.— 214 с.

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. А. Измерение расхода жидкостей и газов в
системах водоснабжения и канализации.— М.: Стройиздат, 1985.— 423 с.

019. Лысиков Г. В., Прозоров В. К. Термометрия и расходометрия ядерных
реакторов.— М.: Энергоатомиздат, 1985.— 118 с.

020. Павловский А. Н. Измерение расхода и количества жидкостей, газа и
пара.— М.: Изд-во стандартов, 1967.— 416 с.

021. Расчет и конструирование расходомеров / Под ред. П. П. К р е м л е в-
с к о г о.— Л.: Машиностроение, 1978.— 221 с.

022. Цейтлин В. Г. Расходоизмерительная техника.— М.: Изд-во стандар-
тов, 1977.— 240 с.

023. Шорников Е. А., Кабза 3. Памяти П. П. Кремлевского // Материалы
11-й конф.: Совершенствование измерений расхода жидкости, газа и пара.—
СПб.: Политехника, 1999.— С. 3-4; Sensors and Systems.— 1999.— № 9.—
С. 36.

024. Шорников Е. А. Расходомеры энергоносителей и повышение точности
измерений разности расходов, температур и потребляемой теплоты.— СПб.:
НПО ЦКТИ, 1966.— 120 с., 1995.— 80 с.

025. Шорников Е. А. Измерительно-вычислительные устройства в тепло-
энергетике.— Л.: Энергоатомиздат, 1985.— 89 с.

026. FLOMEKO 1978,— 587 р.
027. FLOMEKO 1983,— 327 p.

028. FLOMEKO 1993.— Vol. 2,— 697 p.

029. Fluids meters. Their theory and application // Report of ASME Research
Committee on Fluid Meters.— New York: Published by ASME, 1971.— 273 p.

030. Kabza Z. Pomiary strumieni plynow (przewodnik).— Opole, 1996.— 150 s.

031. Kabza Z., Kostyrko K. Metrologia przeplywow, gestosci i lepkosci.— Opole,
1995,— 103 S.

032. Herning F. Grundlagen und Praxis der Mengenstrommessung.— Dussel-
dorf: VDI-Verlag, 1959.— 151 S.

033. Padelt E., Witte R. Mengenmessungen in Betrieb.— Leipzig: Academische
Verlagsgesekkschaft, 1955.— 662 S.

034. Troskolanski A. T. Hydrometry. Theory and practice of hydraulic measure-
ments.— Pergamonpress, 1960.— 684 p.

035. Brit. Stand. Cod. 1042.— Part 1. Methods for the measurement of fluid
flow in pipes.— London: British Standards Institution, 1964.— 222 p.

К главе 1

1. Аллаииязов X. А. Исследование изменения остроты входной кромки
диафрагмы в процессе эксплуатации // Измерител. техника.— 1972.— № 2,—
С. 44-45.

2. Аллаииязов X. А., Гоиск Н. Ф., Кремлевский П. П. Преобразователь
расхода повышенной точности // Приборы и системы управления.— 1979.—
№ 5,— С. 20-21.

3. Аллаииязов X. А., Кремлевский П. П., Гоиек Н. Ф. Введение поправоч-
ного множителя на притупление входной кромки диафргамы для повышения
точности измерения расхода // Измерител. техника.— 1977.— № 6.— С. 44-46.

4. Гафанович М. Д. Измерение расхода газа в промышленности.— М.: Энер-
гия, 1975.— 120 с.

5. Добровольский Б., Кабза 3. Влияние осесимметричного закручивания
вихревого потока на коэффициент расхода диафрагмы // Материалы науч.-
техн. семинара: Повышение точности измерения расхода.— ЛДНТП, 1988.—
С. 16-21.

6. Дубинский Н. М. Системы автоматического измерения расхода жидко-
сти и газа // Нефт. и газов, пром-сть.— 1971.— № 3 (57).— С. 52-53.

7. Измерение и учет расхода газа: Справочное пособие / В. А. Д и н к о в,
3. Т. Галиуллин, А. П. Подкопаев, В. С. Кондратье в.— М.:
Недра, 1979.— С. 304.

8. Каханович В. С., Кальке Р. А. Выбор оптимального модуля сужающего
устройства и повышение точности измерения расходов // Измерител. техни-
ка,— 1971,— № 5.— С. 38-40.

9. Кивилис С. С. Коэффициенты расхода диафрагм и сопел // Измерител.
техника.— 1959,— № 6.— С. 60-63.

10. Кивилис С. С. Погрешности исходных коэффициентов расхода диаф-
рагм // Измерител. техника.— 1959.— № 8.— С. 54-56.

11. Кивилис С. С. Оценка погрешности автоматического измерения и кон-
троля расхода жидкости при помощи дифманометров-расходомеров // Тр.
метр, ин-тов.— 1970.— Вып. 122 (182).— С. 23-27.

12. Ковела И. М., Ситницкий Ю. И. Об эквивалентности измерения расхо-
да газа в объемных и массовых единицах // Контр.-измерител. техника.—
Львов: Вища школа, 1974.— Вып. 16.— С. 88-90.

13. Кремлевский П. П. Перспективы развития расходомеров переменного
перепада давления // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М., 1965.— С. 3-9.

14. Кремлевский П. П. Допустимое расхождение между действительным и
расчетным значениями диаметра трубопровода и диаметра отверстия сужаю-
щего устройства // Измер. расх. жидк., газа и пара.— Таллин, 1972.— С. 30-
34.
15. Кремлевский П. П. О новых правилах измерения расхода газов и жид-
костей РД 50-213 — 80 // Приборы и системы управления.— 1984.— № 7.—
С. 45-46.

16. Кремлевский П. П., Шорников Е. А. Упрощение расчета диафрагм и
повышения точности измерения расхода газа // Теплоэнергетика.—- 1985.—
№ 3.— С. 74.

17. Кремлевский П. П., Аллаииязов X. А., Муниров Ю. М. Преимущества
применения износоустойчивых диафрагм // Материалы науч.-техн, семина-
ра: Повышение точности измерения расхода.— Л.: ЛДНТП, 1988.— С. 13-16.

18. Муниров Ю. М. Устройство для получения отпечатка с входных кро-
мок диафрагм // Расчет и конструирование расходомеров.— Л.: Машино-
строение, 1978.— С. 12-13.

19. Муниров Ю. М., Кремлевский П. П. Износоустойчивые диафрагмы //
Авт. и КИП.— 1983.— № 1.— С. 25-26.

20. Муниров Ю. М., Кремлевский П. П., Абызгильдин Ю. М. Исследование
метрологических характеристик диафрагмы повышенной износоустойчивости
II Приборы и системы управления,— 1983.— № 8.— С. 22-23.

21. ОСТ 108.006.05—81 (и 06—81). Допускаемые погрешности измерений
расхода перегретого пара (и газа) при контроле работы теплоэнергетического
оборудования.— Л.: НПО ЦКТИ, 1982.— 7 с.

22. Пистун Е. П„ Крук И. С., Лесовой Л. В. Расчет параметров сужающих
устройств расходомеров жидкости, оптимальных по точности измерения //
Измерител. техника.— 1987.— № 6.— С. 26-27; 1987.— № 12.— С. 34-35.

23. Патрикеев В. Г., Белнев Б. М. Современная нормативная база расходо-
меров переменного перепада давления с сужающими устройствами.— М.:
ВНИИМС, 1999.— 38 с.

24. Правила 27-54 по применению и поверке расходомеров с нормальными
диафрагмами, соплами и трубами Вентури.— М.: Стандартгиз, 1960.— 167 с.

25. Правила 28-64 измерения расхода жидкостей, газов и паров стандарт-
ными диафрагмами и соплами.— М.: Изд-во стандартов, 1964.— 147 с.

26. Правила измерения расхода газов и жидкостей стандартными сужащи-
ми устройствами РД 50-213-80.— М.: Изд-во стандартов, 1982.— 319 с.

27. Рис В. Ф. Рационально ли измерять расход газа в кубических метрах,
отнесенных к 20 °C и 760 мм рт. ст. // Энергомашиностроение.— 1984.—
№ 9,— С. 43.

28. Смирнов Р. Е., Гаршии П. А., Тупиченков А. А. Длины прямых участ-
ков после некоторых видов местных сопротивлений // Тр. метролог, ин-тов.—
1977.— Вып. 182 (242).— С. 22-25.

29. Тупиченков А. А., Матвеев Ю. Ф., Пустовойт Ю. А. Длина успокои-
тельного участка за запорными устройствами // Измер. расх. жидк., газа и
пара.— Таллин, 1972.— С. 23-29.

30. Шорников Е. А. Выбор сужающих устройств и аппаратуры для измере-
ния расхода газа, пара и воды по оптимальным погрешностям для контроля
теплоэнергетического оборудования // Изв. вузов: Энергетика.— 1986.—
№ 11.— С. 86-89.

31. ГОСТ 8.563 (1, 2, 3)-97. ГСОЕИ. Измерение расхода и количества жид-
костей и газов методом переменного перепада давления.— М.: Изд-во стан-
дартов, 1998.

32. Alvi S. Н. Contraction coefficient of pipe orifices // FLOMEKO 1983.—
Budapest, 1984.— P. 213-218.

33. Aschenbrenner A., Calame H. Neue Durchflussmessregeln DIN 1952 und
ISO 5167 // VDI-Berichte.— 1980.— N 375,— S. 7-14.

34. Bean H,, Benesch M., Buckingham E. Experiments on metering of large
volumes of air // V. S. Bur. Stand. I. Research, 7. — 1931.— N 11.— P. 93-145.

35. Berechnungsgrundlagen fur die Durchflussmessung mit Drosselgeraten.
Duchflusszahlen und Expansionszahlen genormter Drosselgerate und Abweichungen
von den Normvorschriften // VDI Richtlinien VDI, 2040.— Oct.— 1971.— Bl. 1.—
30 S.
36. Berechnungsgrunslagen fur die Durchflussmessung mit Drosselgeraten
Stoffwerte // VDI Richtlinien VDI, 2040,— Jan.— 1970.— Bl. 4,— 20 S.

37. Calame H. Einfluss der Rohrrauigkeit auf die Durchflusszahl von Messen-
drosseln // VDI-Berichte.— 1964.— N 86.— S. 11-15.

38. Calame H., Schroder A. Problematik der Einlaufstrecken von Durch-
flissmessen — Versuch einer Definition und eines Vergleiches // VDI-Berichte.—
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 orfice fittings // W. Vi Un. Bull.—
1965.— N 73.— P. 173-180.

41. Dall H. E. The effect of roughness of the orifice plate on the discherge
coefficient // Instrum. Engineer.— 1958.— Vol. 2.— N 5.— P. 91-92.

42. Deutsche Normen DIN 1952. Durchflussmessung mit genormten Dusen,
Blenden und Venturidusen // VDI-Durchflussmessregeln.— Aug.— 1971.— 14 S.

43. During H., Wolowski E., Crosskamp M. Durchflussmessungen mit Blenden
mit Druckentname an den Flanschen // BWK.— 1969.— Vol. 21.— N 7.—
S. 366-369.

44. Engel F. V. A., Stainsby W. Discharge coefficient characteristics of orifices
// The Engineer.— July 31,— 1964.— N 5662.— P. 161-168.

45. Gallacher G. R. Measuring edge sharpness of orifice plates // The Engineer.—
May, 17.— 1968,— P. 783-785.

46. Gebrauchsformeln und spezielle Formein fur Gase // VDI Richtlinien VDI
2040.— Bl. 2.— Sept., 1968.— 10 S.

47. Harbrink B. Verbleibende offene Fragen in Bezug auf die Blendenmessung
in Verbindung mit der neuen internationalen Norm ISO 5167 // VDI-Berichte.—
1980.— N 375.— S. 15-23.

48. Herning F. Untersuchungen des Druckverlaufs Normblenden grosser Rohr-
weiten // 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
Segmentblenden // BWK.— 1962.— Bd. 14.0.— N 3,— S. 119-126.

51. Herning F., Bellenberg H. Neue Versuche mit Normblenden // BWK.—
I960,— Bd. 12.— N 3.— S. 89-96.

52. Herning F., Wolowski E. Die Kantenunscharfe von Mormblenden und
Segmentblenden und das Ahnlichkeitsgesetz // BWK.— 1963.— Bd. 15.— N 1.—
S. 26-30.

53. Herning F., Wolowski E. Einfluss der Rohrrauhigkeit auf die Durchflusszahl
von Normblenden und Blenden mit vena — contracts — Druckentnahme // BWK.—
1966.— Bd.— 18.— N 2,— S. 61-62.

54. International Standart ISO-5167— 1: 1991 (E). Measurement of fluid
flow by means of pressure differential devices — Part 1: Orifice plates, nozzles
and Venturi tubes, inserted in circular cross-section conduits running full.

55. ISO5168—1978 (E). Measurement of fluid flow — Estimation of unsertainly
of a flow-rate measurement.

56. Kochen G. Einfluss naher Verstorungen auf die Durchflusszahle von Blenden
und Dusen 11 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. Versuche uber die Einbaufelher der Normblenden
// Forschung.— 1934.— Bd. 5.— S. 25-35.

59. Miller B. W., Kneisel O. Experimental study of the effects of orifice plates
eccentricity on flow coefficients // Trans. ASME. — Ser. D.— 1969.— Vol. 91.—
N 1.— P. 121-131.

60. McVeigh T. C. Further investigations 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 К., 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 Eckanbohrungen // BWK.—
1968— Bd. 20— N 3— S. 108-115.

64. Rapier A. C. The effect of upsteam flow conditions on flowmeters // Int.
Conf. Adv. Flow Meas. Techn.— Warwick, 1981.— PC2.— P. 69-80.

65. Ruppel G. Einfluss der Expansion auf die Kontraction hinter Staurandern
// Techn. Meeh. Thermod— 1930— N 1— S. 151-157.

66. Ruppel G. Untersuchungen an Normdusen // Forschung.— 1935.— N 6.—
S. 223-234.

67. Ruppel G. Die Durchflusszahlen von Normblenden und ihre Avhangigkeit
von der Kantenlange // Z. VDI.— 1986.— Bd. 80.— S. 1381-1387.

68. Schroder A. Notwendige storungsfreie Rohrstrecken fur Dusen und Blenden
I/ BWK— 1961— Bd. 13— N 1— S. 20-23.

69. Schroder A. Vergleich der verschiedenen Arten von Wirkdruckentnahmen
bei Blenden // VDI-Berichte.— 1964.— N 86— S. 5-9.

70. Smith R. E. Design of meters runs and primary element holders (orifice
fittings) /1 W. Vi Un. Bull— 1965— N 73— P. 399-445.

71. Spencer E. A., Calame H-, Singer T. Der Einfluss von Kantenunscharfe
und Rohrrauhigkeit auf die Durchflusszahle von Normblenden // BWK.— 1970.—
Bd. 22— № 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 Dusen und Staurandern // Techn.
Meeh. Therm— 1930— Vol. 1— S. 34-41, 72-85, 113-120.

74. Witte R. Die Stromung durch Dusen und Blenden // Forschung.— 1931.—
S. 241-251, 291-302.

75. Witte R. Neuere Mengenstrommessungen zur Normung von Dusen und
Blenden // Forschung.— 1934.— Vol. 5.— S. 205-211.

76. Writte R. Internationale Zusammenarbeit auf dem Gebiete der Durchfluss-
messung // BWK— 1955— Bd. 7— N 7— S. 295-300.

77. Wolowski E. Einfluss der Kantenunscharfe von Norm und Segmentblenden
und von gestorten Stromungsprofilen auf die Durchflusszahl // VDI-Berichte—
1964— N 86— S. 17-26.

78. МИ 2333—95. Методика выполнения измерений с помощью специаль-
ных износоустойчивых диафрагм.

79. Методика расчета диафрагм оптимальных по точности измерений рас-
хода и количества природного газа.— Мингазпром, ВНПО «Союзгазавтомати-
ка», Львовский политехи, ин-т, 1983.— 39 с.

80. Кремлевский П. П. Основы выбора диаметра отверстия сужающего
устройства расходомера переменного перепада давления // Тр. 10-й Междуна-
род. конф.: Совершенствование средств измерения расхода жидкости, газа и
пара— СПб.: МЦЭНТ, 1996— С. 35-43.

81. Шорников Е. А. Выбор оптимального отверстия измерительной диа-
фрагмы или типа напорной трубки с прямым участком трубы для расходоме-
ров // Материалы научн.-техн. семинара «Коммерческий расход энергоноси-
телей»— СПб.: МЦЭНТ, 1997— С. 77-81.

82. Силин М. Д., Соловьев В. С. Система контроля и сигнализации расхода
в обмотках мощных генераторов // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М.,
1973— С. 6-8.

83. Чейшвили В. Л. Измерение расхода жидкости соплами Вентури.— Л.:
ВНИИГС, 1959— 65 с.

84. Шапиро Р. Г„ Лобачев П. В. Трубы Вентури для трубопроводов больших
диаметров // Приборы и системы управления.— 1972.— № 10.— С. 22-23.

85. Acharya S. К. Characteristics of Dall flow tube // J. Inst. Engng. (India
Meeh. Engng.)— 1967— Div. 47— N 9— P. 5, 327-335.
86. Bluschke H. Untersuchungen an Venturidusen // PTB Mitt.— 1965.—
Bd. 75,— N 4,— S. 395-361.

87. Bluschke H., Hucho W. H. Erganzende Versuche uber den Einfluss von
Normventuridusen // BWK.— 1966.— Bd. 18.— N 12,— S. 605-608.

88. Bluschke H., Hucho W. H. Untersuchungen uber Einfluss von Konfusoren
und Diffusoren aiif die Durchflusszahlen von Normventuridusen // BWK.—
1968.— Bd. 20.— N 3.— S. 104-108.

89. Bluschke H., Hucho W. H., Crayer-Carstensen H. Messungen an Norm-
venturidusen mit kleinen Offnungsverhaltnissen // BWK.— 1965.— Bd. 17.—
N 6.— S. 306-309.

90. Bluschke H., Hucho W. H., Weber G. Versuche uber den Einfluss von
Rohrkrummern auf die Durchflusszahlen von Normventuridusen und klassischen
Venturirohren // BWK.— 1966,— Bd. 18,— N 2,— S. 68-73.

91. Bluschke H., Parr O., Seidel M. Messungen zur Verbesserung der Norm-
venturidusen 11 BWK.— 1963.— Bd. 15.— N 7,— S. 327-330.

92. Dowdell R. R. The Dall flow tube // Instr. Contr. Syst. 1960.— Vol. 33.—
N 6,— P. 1006-1009.

93. Dudzinski T., Johnson R. C., Kriiuse L. N. Venturi meter with separable
diffuser 11 Trans. ASME. Ser. D. 1969.— Vol. 91.— N 1,— P. 115-120.

94. Ferron A. C. Velocity profile effects on the discharge coefficient of pressure
differential meters // Trans. ASME. Ser. D. 1963.— Vol. 85.— N 3.— P. 338-346.

95. Golabek J. Niektore wlasciwocci metrologiszne pierscieniowej zwezki Ven-
turiego 11 РАК. 1981.— N 2,— P. 40-42.

96. Halmi D. Metering performance investigation and substantiation og the
Universal Venturi Tube (U. V. T.). Pt. 1. Hydraulic shape and discharge coefficient
// ASME Journ. of fluid Eng. June, 1974.— Vol. 96.— N 2,— P. 125.

97. Hawley R. H. Consistency of coefficients in small Venturi nozzles //
Instr. Contr. Syst. 1964,— Vol. 37,— N 3,— P. 99-101.

98. Hooper L. T. Design and calibration of the LO-Loss tube // Trans. ASME.
Ser. D. 1962,— Vol. 84,— N 4,— P. 461-470.

99. Jorissen A. L. Discharge coefficients of Herschel type Venturi tubes //
Trans. ASME. 1952,— Vol. 74.— N 6,— P. 905-139.

100. Kalinske A. A. The twin Venturi: a new fluid — flow measuring device
// Trans. ASME. Ser. D. I960.— Vol. 82,— N 3.— P. 710-716.

101. Lindley D. An experimental investigation on the flow in a classical ventu-
rimeter // Proc. Inst. Meeh. Eng. 1969-1970,— Vol. 184.— Pt. 1.-— N 8.—
P. 133-160.

102. Masahiro J. Discharge coefficient for Venturi Flowmeter with short laying
length // Trans. ASME. Ser. D. Decern., 1982.— Vol. 104.— 463-468.

103. Numachi F., Kobayashi R., Komiyama S. Effect of cavitation on the
accurace of Herschel-type venturi tubes // Trans. ASME. Ser. D. 1962,— Vol. 94.—
N 3,— P. 351-362.

104. Schroder E. Probleme der Messung mit Venturirohren — Doppeldusenrohr
11 VDI-Berichte. 1964,— N 86,— S. 27-31.

105. Speer R. Messung von Durchflusszahlen und Druchverlusten an Doppel-
diisenrohren // Energie. 1960.— Bd. 12.— N 10.— S. 449-456.

106. Vasy G. S. Venturi bodies for flow measurement // ACTA IMEKO.—
1964,— N 11,— P. 43-56.

К главе 2

1. Алтунин В. В., Рассказов Д. С. Нестандартный расходомер для проточных
калориметрических схем // Зав. лаб.— 1972.— Т. 23.— № 1.— С. 115-116.

2. Андрианов С. Г„ Боголюбов В. Б., Кириенко Г. А. Измерение малых
расходов при помощи преобразователей с гидравлическими сопротивлениями
// Материалы науч.-техн, семинара: Повышение точности измерения расхо-
да,— 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 жидкостей.— М.;
Л.: Машгиз, 1961.— 315 с.

5. Древецкий В. В., Теплюх 3. Н., Яцук А. П. Парциальный дроссельный
расходомер // Расчет и конструирование расходомеров.— Л.: Машинострое-
ние, 1978,— С. 162-164.

6. Данельская Л. П., Кос В. М. Применение дроссельного гидравлического
моста для измерения малых расходов жидкостей // Измер. расх. жидк., газа
и пара.— Таллин, 1972.— С. 41-45.

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
автоматики.— Энергия, 1972.— 72 с.

9. Левин В. М., Покко В. С., Черкашин С. Л. Струйные расходомеры //
Расчет и конструирование расходомеров.— Л., 1978.— С. 34-38.

10. Лукьянчиков Н. К., Кузнецов О. И. Взрывозащитные электронные ин-
дикаторы расхода жидкостей и газов типа ЭИРВ-64 и РЭДВ-68 // Тр. ГИПХ.—
1970,— Вып. 68.— С. 7-12.

11. Нестеров Н. П. Некоторые особенности вакуумных расходомеров // Рас-
чет и конструирование расходомеров.— Л.: Машиностроение, 1978.— С. 175.

12. Маяцкий Г. А. Расходомер для измерения малых количеств жидкости
// Приборостроение.— 1961.— № 7.— С. 13-14.

13. Миньковский Я. И., Клапцов Р. Ф., Квочки и В. Ф. Опыт измерения расхо-
да нестандартными диафрагмами // Измерител. техника.— 1972.— № 9.—
С. 42-44.

14. Пистун Е. П., Стасюк И. Д., Теплюх 3. Н. Определение расходных харак-
теристик дроссельных элементов // Авт. и КИП.— 1980.— № 4.— С. 28-32.

15. Пистун Е. П., Теплюх 3. Н., Стасюк И. Д. Применение часовых камней
для измерения микрорасходов газов // Измерител. техника.— 1983.— № 1.—
С. 22-24.

16. Таршиш М. С., Бадалов Э. И. Гидравлический мост для измерения мас-
сового расхода жидкости // Расчет и конструирование расходомеров.— Л.,
1978.— С. 32-33.

17. Френкель Б. А. Микрорасходомеры для нефтехимических производств
// Расчет и конструирование расходомеров.— Л., 1978.— С. 169-173.

18. Шмулевич Э. А., Большаков Д. А., Чехов Е. Е. Приборы для измерения
объемных скоростей газового потока при атмосферном и пониженном давле-
ниях Ц ЖФХ.— 1973.— Т. 47.— № 1.— С. 264-265.

19. Adams W. С. Flow control in pilot plants // Chemical Engineering Pro-
gress.— 1972,— Vol. 68.— N 1,— P. 41-42.

20. Aristov P. A., Evsjutkin V. S., Khilst V. A. Possibility of active oscillator
use for small gas flowrate measurement // FLOMEKO 1996.— P. 319-323.

21. Clement C. Mesure de faibles debits gazeux sous pression dans des reacteurs
industriels // Chimie analitique.— 1966.— Vol. 48.— N 2.— P. 98.

22. CoIdstein D. J., Dick R. H., Harvey-Smith D. A viscosity compensated
flowmeter // ISA Journal.— 1961.— Vol. 9.— N 1.— P. 60-61.

23. Cousins T. The performance of long bore orifices at low Reynolds number
// Modern dev. in flow meas.— 1972.— P. 160-179.

24. Dickerson P., Rice W. An investigation of very small diameter laminar
flow orifices // Trans. ASME. — 1969,— Vol. 91.— N 3.— P. 546-548.

25. Dusza J., Pankanin G., Serola J. The effect of some geometrical factors on
the metrological properties of the turbine transmitter with a radial rotor for low
liquid flow measurement // FLOMEKO 1978.— P. 135-139.

26. Felton G. L. Low flow measurement with the integral orifice // Chem.
Eng. Progr.— 1972.— Vol. 68.— N 1.— P. 43-47.

27. Keller G. P. Metering low flows // Chem. Eng.— 1964.— Vol. 71.—
N 20.— P. 127-132, 134.
28. Mazurek S. Four-orifice linear liquid mass flowmeter // FLOMEKO 1983.—
P. 219-224.

29. Nikolaus H. Temperatur kompensierte Durchflussmessung nach dem
Wirkdruckverfahren bei kleinsten Durchflussen // Messen und Prufen.— 1969.—
Bd. 5.— N 5,— S. 362-363.

30. 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.

31. Roznowski G., Sieklicki S. The fuel flow measurement in the i. c. engines
as a diagnostics method // FLOMEKO 1983,— P. 225-231.

32. Аристов П. А., Белоусов Г. В., Евсюткин В. С., Хлыст В. А. Использова-
ние струйного генератора в качестве измерителя переменного перепада давле-
ния для стандартных сужающих устройств // Приборы и системы управле-
ния.— 1995.— № 9.— С. 10-12.

33. Грабовский А. М., Дерягин В. Ф. Гидродинамические исследования
расходомеров для водоводов больших диаметров // Тр. метрол. ин-тов.—
1972.— Вып. 135 (195).— С. 140-148.

34. Плотников В. М. Расходомер газа с ответвленным невозвращаемым
потоком // Системы и устройства пневмоавтоматики.— М., 1969.— С. 367-
373.

35. Плотников В. М., Купецкий И. В. Некоторые вопросы расчета и кон-
струирования дроссельных датчиков расхода газа с ответвленным невозвра-
щаемым потоком // Пневмоавтоматика.— М., 1966.— С. 229-235.

36. Benson Т. М., Baker W. С., Easter Е. Thermal mass flowmeter // Instr.
Contr. Syst.— 1970.— Vol. 43.— P. 85-87.

37. Takashi I., Hiroo H. A new flowmeter for pulsating gas flow // ISA
Journal.— 1959,— Vol. 6.— N 12.— P. 38-43.

38. Uchiyama H., Tanaka T. Experimental investigation of a fluide flowmeter
used for a calorimeter // Technology reports of Kansa University.— 1984.— N 25.—
P. 15-23.

К главе 3

1. Геллер 3. И., Ашихмин В. И. Измерение расхода мазута сдвоенной диа-
фрагмой // Теплоэнергетика.— 1962.— № 12.— С. 76-77.

2. Измерение расхода в нестандартных условиях: Обзорн. информ. /
Н. М. Хусаинов, 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 жидко-
стей и газов // Измерител. техника.— 1977.— № 6.

4. Кабза 3. Исследование сопел четверть круга и комбинированных сопел
// Приборы и системы управления.— 1978.— № 1.

5. Кабза 3. Цилиндрические сужающие устройства для измерения расхода
газа // Теплоэнергетика.— 1977.— № 5.

6. Кабза 3., Кремлевский П. П. Измерение расхода вязких сред // Расчет
и конструирование расходомеров.— Л.: Машиностроение, 1978.— С. 22-28.

7. Кремлевский П. П. Измерение сужающими устройствами расходов неф-
тепродуктов при малых числах Рейнольдса.— М.: ЦНИИТЭнефтехим, 1974.—
54 с.

8. Личко А. А. Гидравлические характеристики сужающих устройств рас-
ходомеров и совершенствование их конструкций: Автореф. дис.— М.: ВНИИ
ВОДГЕО, 1987.— 23 с.

9. Методика выполнения измерений с помощью специальных сужающих
устройств. РД 50-411-83.— М.: Изд-во стандартов, 1984.— 52 с.

10. Романенко В. И. Коэффициент расхода диафрагм с двойным скосом //
Измерител. техника.— 1960.— № 3.— С. 41-44.

11. Aulich J. Zwiekzenie wspolczynnika przeplywu i poprawa wlosnosci metro-
logieznych kryz ostrobrzeznych // PAK.— 15.— 1969.— N 4,— P. 160-162.

12. Bogema M., Monkmeyer P. L. The quadrant edge orifice a fluid meter for
low Reynolds numbers // Trans. ASME.— Ser. D.— 1960.— N 3.— P. 729-734.
13. Bogema M., Spring В., Ramamoorthy M. V. Quadrant edge orifice performan-
ce-effect of upstream velocity distribution // Trans. 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 foe an additional chapter in ISO Recommendation R541
on the measurement of fluid flow at low Reynolds numbers.— Jan., 1971.—
ISO/TC30 WGTO (Secretariat-7).

16. Eujen E. Bemerkungen zur Durchflussmessung mit Drosselgeraten bei
kleinen Reynolds Zahlen // Z. GWE.— 1955,— Bd. 96.— N 11.— S. 351-354.

17. Eujen E. Die Duchflussmessung mit Drosselgeraten bei laminaren Rohrstro-
meng // BWK.— 1969.— Bd. 21,— N 12.— S. 628-630.

18. Ferroglio L. Boccaglie diaframmi per picoli numeridi Reynolds // L’Energia
EUettric.— 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. Kabza Z. Modele matematyezne preplywomierzy zweikowych.— Wroclaw:
Politechnika Wroclawska, 1977.— 115 S.

22. Koenneke W. Neue Dusenformen fur kleinere und mittlere Reynoldszahlen
// Forschung.— 1938.— Vol. 9.— N 3.

23. Kuratow T. Messungen kleiner Durchflusse schweren Heizols // BWK.—
1976,— Bd. 28,— N 3.

24. Laturell E., Weineck H. Untersuchungen zur Bestimmung der Durchfluss-
zahlen besongerer Drosselgerate fur kleine Reynolds-Zahlen // Stahl und Eisen.—
1972,— Bd. 92.— N 16.— S. 779-784.

25. Ramamoorthy M. V., Seetharamiah K. Quadrant-Edge orifice and perfor-
mance at very high Reynolds numbers // Trans. 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 trough conicial entrance orifice plates //
Fluid Flow Meas: Mid-1970’s proc. conf. 1975.— Edinburg, 1977.— P. 53-65.

28. Vasy G. S., Kastner L. J., McVeigh J. C. Profiles for low Reynolds number
flows // 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

1. Filban T. J., Griffin W. A. Smalldiameter orifice metering // Trans.
ASME.— Ser. D.— I960,— Vol. 82.— N 3.— P. 735-740.

2. Herning F., Bellenberg M. Ezperimentelle Ermittlung der Ezpansionszahl
von Segmentblenden // Gesammelte Berichte Ruhrgas.— 1959,— N 8.— S. 42-43.

3. Herning F., Lugt H. Neue Versuche mit Segmentblenden und Normblenden
/1 BWK.— 1958.— Bd. 10.— N 5,— S. 219-233.

4. Herning F., Wolowski E. Die Segmentblende, Ergebnisse der bekantgewordenen
Versuche // BWK.— 1963,— Bd. 15.— N 5.— S. 267-269.

5. ISO/TC30 Directeur (Allemagne-5) 69F. Diaphragnes segmentaries.— Marc,
1971,— 8 p.

6. Wolowski T. Einfluss der Kantenunscharfe von Norm und Segmentblenden
und von gestorten Stromungsprofilen auf die Durchflusszahl 11 VDI Berichte.—
1964.— N 86.— S. 17-26.

7. Linear DF flowmetering // Contr. Instr.— 1978.— Vol. 10.— N 2.— P. 18-19.

8. Measuring up to fluid flow // Manufacturing Chemist.— 1983.— Vol. 54.—
N 6.— P. 42-45.
9. Mikyskova M. Merem priitoku vzduchie na sacin hrdle ventiMtoru centricou
clonou skratrou dyzov Venturiho // Mereni a regulace.— 15.— 1967.— N 4.—
P. 122-128.

10. Schmeiser K. Auslaufmessungen mit Segmentblenden am Ende einer
Rorhleitung // BWK.— I960,— Bd. 12,— N 12,— S. 540-541.

11. Thibessard G. Ausflussversuche mit Blenden am Ende einer Rohrleitung /
I BWK.— 1956,— Bd. 8,— N 3,— S. 116-117.

12. Buzzard W. Veriable orifice flowmeter // ISA Journ.— March, 1963.—
P. 80-81.

13. Ewe K. Betriebserprobung eines Segmentblendenschiebers als Messgeber
und Stellglied fur Durchflusse in extrem grossen Bereichen // Siemens Zeitschrift.—
1967,— Bd. 41.— N 8.— S. 692-695.

14. Arnberg В. T. Review of critical flowmeter for gas measurements //
Trans. ASME.— Ser. D.— 1965,— Vol. 87.— P. 447-457.

15. Brain T. J. S., Reid J. An investigation of the discharge coefficient charac-
teristics and manufacturing specification of toroidal inlet critical flow Venturi
// Paper 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 condition
11 Paper N 1, 2 NEL Fluid Mechanics Siver Jubiles Conference, NEL, East Kilbridge.—
Glasgow, November, 1979.

17. ISO/TC30/SC2-N150 Draft proposal for ISO standart document. Measure-
ment of gas flow by means of critical flow Venturi nozzles.— Oktober, 1983.

18. Johnson R. C. Calculations of the flow of natural gas through flow nozzles
// Trans. ASME.— Ser. D.— 1970,— Vol. 92,— N 3,— P. 580-589.

19. Murdock W., Bauman J. M. The critical flow function for superheated
steam // Trans. ASME.— Ser. D.— 1964,— Vol. 86,— N 3,— P. 507-618.

20. Peignelin M. G. Calibration of hogh pressure gas meters with sonic nozzles
// Meas. Contr.— 1972.— Vol. 5.— N 11,— P. 440-446.

21. Smith R. V., Matz R. J. A theoretical 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
11 Bull. Nat. Res. Lab. Metrol.— 1980,— N 4,— P. 20-25.

23. Королев В. H., Личко А. А., Ржевский Е. В. Определение кавитацион-
ной границы при течении жидких сред через сужающие устройства // Изв.
вузов. Авиац. техн.— 1982.— № 3, 37.— С. 42-47.

24. Королев В. Н., Красавина С. А. Определение расхода жидкости на ка-
витационных режимах // Метролог, исследования в обл. измерения расхода
и количества веществ.— М.: ВНИИФТРИ, 1984.— С. 55-60.

25. Алексеев В. 3., Бошняк Л. Л., Соловский В. М. Исследование диафрагм
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 и 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. измере-
ния расхода и количества веществ.— М., 1984.— С. 80-85.

28. Левин Б. М., Лопатин А. Н. Измерение расхода в напорных водоводах
с помощью сегментных сужающих устройств // Гидротехн. стр-во.— 1982.—
№ 6.— С. 24-27.

29. Юник Л. И. Механизация и автоматизация включения дифманометров
// Приборы и системы управления.— 1974.— N» 11.— С. 42-43.

30. Рис В. Ф., Широков Н. А. Коэффициенты расхода торцевых диафрагм
при нестесненном входе воздуха // Энергомашиностроение.— 1984.— N» 10.—
С. 13-14.

31. ISO/DIS 5221. Draft international standart. Guide to methods of measuring
air flow rate in an air handling duct.— 1980.
32. Eujen E., Burcje O. Durchflusszahl von Normdusen in Einlauf Rohres //
BWK.— I960.— Bd. 12.— N 10,— S. 63-64.

33. Wolowski E., Osten G. Durchflusszahlen von Blenden mit Eckentnahme
bei kleinen Rorhdurchmessern // Gesamm. Ber. Betrieb und Forsch. Ruhrgas
A. G.— 1965.— K. 28.— S. 65.

К главе 5

1. ISO (1995) Guide to the Expression of Unsertainly in Measurement.

2. Abram J., Jones R. F. C., McVeigh J. C. A resistance flowmeter for liquids
at low Reynolds number II Mesurm. and Instr. Review.— Jan., 1969.— P. 17-18;
Feb.- P. 91-92.

3. Chase J. D. Sintered plate flowmeter II J. Sc. Instr.— 1964.— Vol. 41.—
N 6,— P. 386-387.

4. Creeff С. E., Hachman 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 pulsating flow
I/ FLOMEKO 1985.— P. 231-236.

7. Hyghes A. R. New Laminar flowmeter // Instr. Contr. Syst.— 1962.—
Vol. 35,— N 4.— P. 98-100.

8. Lloyd M„ Polentz P. E. Capillary flowmetering // Instr. Contr. Syst.—
1961.— Vol. 34,— N 11.— P. 648-650.

9. Lorenzi A. Evaluating the design of a prototype linear resistance flowmeter
/1 Contr. Instr.— 1975,— Vol. 7,— N 9.— P. 24-27.

10. Morsi S. A. The Pad and Quadresistor — Two methods of fluid flow
measurement // Proc. Instr. Meeh. Engrs.— 1976.— Vol. 190.— P. 205.

11. Wieners N., Peters F., Merzkirch M. Calibration of a linear pad resistor
// FLOMEKO 1978,— P. 275-278.

12. Cortelyon J. T. Centrifugal flow measurement // Instr. Contr. Syst.—
I960.— Vol. 33.— N 2.— P. 276-280.

13. Craig T. G. Gas measurement bt pipe elbows // W. Vi Un. Bull.— 1967.—
N 83.— P. 240-248.

14. Murdock J. WFoltz C. J., Gregory C. Performance characteristics of
elbows flowmeters // Trans. ASME.— Ser. D.— 1964.— Vol. 86.— P. 498-506.

15. Oguhi V. 180 Bend flowmeter // Memoirs of Chubu Institute of Techno-
logy.— 1982.— F18.— P. 1-9.

16. Replogle J. A., Lloyd E. M., Brust K. J. Evaluation of pipe elbows as flow
meters // J. Irrigat and drain Division. Proced. Amer. Soc. Civil Engrs.— 1966.—
Vol. 92.— N 3.— P. 17-34.

17. Sentek J., Odziewa B. Durchflussmessverfahren an gekrummten Rohren
// Maschienenbautechnik.— 1978.— Bd. 27.— N 6.— S. 277-279.

18. Taylor D. C., McPherson M. B. Elbow meter performance // Amer. Water.
Works Assoc.— 1954,— Vol. 46.— P. 1087-1095.

19. Tsuji S., Kowashima 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 станциях // 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 креста // Гидравлика и гидротехника.— Киши-
нев, 1975,— С. 52-56.

22. Грабовский А. М., Иванов К. Ф., Казаков А. И. Новые исследования в
области измерения расхода осредняющими напорными трубками // Материа-
лы науч.-техн, семинара: Повышение точности измерения расхода.— Л.: ЛДНТП,
1988.— С. 36-38.

23. Дембовский В. В. Особенности течения газов в капиллярных каналах
/,/ Измерител. техника.— 1968.— № 6.— С. 44-45.
24. Левин Б. М., Лопатин А. Н., Лопатина И. М. Использование конфузо-
ров в напорных трубах для измерения расхода методом площадь—скорость
Ц Измерител. техника.— 1986.— № 4.— С. 39-41.

25. Некрасов Б. Б. Новый расходомер для жидкостей и газов и его исследо-
вание // Изв. вузов. Машиностроение.— 1973.— № 1.— С. 78-81.

26. Ниценко В. И., Щелоков Я. М. Измерение усредненного динамического
напора запыленного потока // Энергетик.— 1965.— № 4.— С. 12-14.

27. Carleton F. Т., Kadleg R. Н. Impact tube gas velocity measurement at high
temperatures // AIChEJ.— 1972.— Vol. 18.— N 5.— P. 1065-1067.

28. Dall H. E. Withdravable Pilot devices for pipelines // Instrum. Eng.—
1962,— Vol. 3.— P. 135-139.

29. Doig I. D., Rose D. W. Transverse tubes as Pitot probes in cylindrical
conduits // Mechanical-Chemical Engin. Transact.— May, 1969.— P. 25-30.

30. Flowmeasnrement // Colliery Engineering.— Jan., 1957.— P. 34-35.

31. Folsom R. G. Review of the Pitot tube // Trans. ASME.— 1956.— Vol. 78.—
N 7,— P. 1447-1460.

32. ISO 3966 (1977). Measurement of fluid flow in closed conduite — velocity
area method using Pilot-static tubes.

33. Kabza Z., Bos K. Czujniki przeplywu typu Annubar Suplement // Energe-
tika.— 1993,— № 7,— S. 255-256.

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 // Chaleur et
Industrie.— 1958.— N 339.— P. 243-262.

36. Mathivet P. Utolisation des Cannes derivees du tube de Pilot poor 1’etude
des debits le conduites // Hoille blance.— 24.— 1969.— N 5.

37. Puente Gracia, Prados Gonzalea, Rubio Penas. Sonda demeddia de caudal
Annubar // Metalurgia у electricidad.— Mayo, 1981.— N 523.— P. 63-66.

38. Schetinin L., Urner G. Volumenstrommessung mit Integrationsdruck-
rhorchen // Wiss. Z. Techn. Univers. Dresden.— 1979.— Bd. 23.— N 3.—
S. 667-669.

39. Кабза 3. Эволюция формы осредняюгцих трубок // Материалы 10-й
конф.: Совершенствование средств измерения расхода жидкости, газа и пара.—
СПб.: МЦЭНТ, 22-24 окт. 1996.— С. 93-100.

40. Кабза 3. Применение расходомеров с осредняюгцими напорными труб-
ками Ц Материалы семинара: Коммерч, учет энергоносителей.— СПб.: МЦЭНТ.
май 1997,— С. 72-73.

41. Калинин Ю. С. Применение интегрирующих труб для измерения расхо-
да воздуха на мощных котлоагрегатах // Тр. ЦКТИ.— 1993.— № 274.—
С. 31-38.

42. Кремлевский П. П. Осредняющие напорные трубки // Материалы 7-й
конф.: Коммерч, учет энергоносителей.— СПб.: Политехника, апрель 1998.— С.
124-145.

43. МИ 2355—95. Методика выполнения измерений расхода жидкости и газа
с помощью осредняющих преобразователей скоростного напора.— ВПИИР и
НИИ Теплоприбор.

44. Трембовля В. И., Фиигер Е. Д., Авдеева А. А. Теплотехнические испы-
тания котельных установок.— М.: Машиностроение, 1991.— 296 с.

45. Шорников Е. А. Рекомендуемые напорные трубки для измерения рас-
хода газов и жидкостей // Материалы 7-й конф.: Коммерч, учет энергоноси-
телей.— СПб.: Политехника, апрель 1998.— С. 146-151.

К главе 6

1. Антонович А. А. Сальниковое устройство для очистки отборных трубок
сужающих устройств // Измерител. техника.— 1964.— № 11.— С. 55-57.

2. Бернгардт В. В., Обновленский П. А. Непрерывная продувка расходоме-
ров переменного перепада давления // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М.,
1967,— С. 55-59.
3. Борозннк Н. Г., Юров П. И. Ремонт и поверка первичных контрольно-
измерительных приборов.— М.: Химия, 1988.— 239 с.

4. Каменев А. В., Лепешкин Л. Н., Литвинов Л. И. Расходомер с сужаю-
щим устройством для водопонижающих 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 Вентури на гидросмеси // Тр.
ВНИИгидромашиностроения.— 1958.— Вып. 22.— С. 153-167.

7. Пнстуи Е. П., Дубиль Р. Я. Применение безвентильных блоков подсоеди-
нения дифманометров для устранения искажений результатов измерений при
учете энергоресурсов // Материалы 13-й конф.: Коммерч, учет энергоносите-
лей.— СПб.: Борей-Арт, апрель 2001.— С. 350-355.

8. Попов Р. Б. Расходомеры, плотномеры и уровнемеры для пульпы под
давлением // Тепл, приборы и регуляторы.— 1956.— Вып. 3.— С. 167-187.

9. Сорокин Н. Ф., Бесицкий Р. М. Расходомер для измерения расходов
застывающих, агрессивных и кристаллизующихся жидкостей // Авт. и КИП.—
1975.— № 3.— С. 23-24.

10. Тихонов А. Н. Измерение расхода вязких и коксующихся продуктов
расходомерами переменного перепада давления // Авт. и КИП. - 1974.— № 6.—
С. 18-19.

11. Чистяков С. Ф. Монтаж приборов теплотехнического контроля и средств
автоматизации на электростанциях.— М.: Энергия, 1976.— 352 с.

12. ISO/ТС 30/secretariat -(10)-20Е. First draft proposal for an ISO Recomen-
dation for connections for pressure signal transmissions between primary and se-
condary elements.— May, 1968.

13. Lindford A. Flow measurement of corrosive and similar Fluids // J. Fluid
Handling.— Febr., 1957.— P. 32-42.

14. Powell J. E. The versatile purge meter // Instr. Contr. Syst.— 1961.—
Vol. 34.— N 4.— P. 641-642.

К главам 7 и 8

1. Басин Л. Г. Высокочувствительный двухжидкостный дифференциаль-
ный микроманометр // Измерител. техника.— 1956.— № 2.— С. 31-32.

2. Белик Н. И. Микроманометры.— Киев: Гостехиздат, 1953.— 152 с.

3. Гонек И. Ф. Манометры.— Л.: Машиностроение, 1979.— 174 с.

4. Жукова Л. А., Колоколова Н. А., Сухнев В. А. Измерение малых перепа-
дов давления в разреженных газах // Изв. АН СССР: ОТН-механика и маши-
ностроение.— 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. Кремлевский П. П. Влияние температуры на показания поплавковых
дифманометров // Тр. ВНИИМ.— 1962.— Вып. 62 (122).— С. 62-67.

К главе 9

1. Андреева Л. Е. Упругие элементы приборов.— М.: Машгиз, 1962.— 455 с.

2. Быстрова В. И. К расчету гофрированной мембраны с плоским центром
// Изв. вузов: Приборостроение.— 1968.— № 6.— С. 95-97, 1969.— № 9.—
С. 94-96.

3. Быстрова В. И., Кремлевский П. П. Прогиб гофрированных мембран с
цилиндрическим краевым гофром // Измерител. техника.— 1970.— № 7.—
С. 27-28.
4. Глухов А. П., Канев С. II. Новая жизнь старого метода благодаря прибо-
рам корпорации «Йокогава-электрик» // Материалы 7-й конф.: Коммерч,
учет энергоносителей.— СПб.: Политехника, апрель 1998.— С. 230-237.

5. Миронов В. Д., Николаев Г. В., Сафонов В. И. Датчики с унифицирован-
ным выходным сигналом, основанные на принципе компенсации магнитных
потоков II Приборы и системы управления.— 1974.— № 7.— С. 27-29.

6. Николаев Г. В. Датчики давления и перепада давления с компенсацией
магнитных потоков: Обзор зарубежной литературы // Приборы и системы
управления.— 1973.— № 4.— С. 43-46.

7. Сольц В. А. Немагнитные коррозионностойкие сплавы для упругих
чувствительных элементов // Перспективы развития упругих чувствительных
элементов.— М., 1961.— С. 263-273.

8. Тюкель Г. И. Измерение давлений и расхода газа при помощи мембран-
ных и сильфонных упругих элементов с проволочными преобразователями //
Проволочная тензометрия.— М.; Л., 1959.— С. 3-10.

9. Федосеев В. И. Упругие элементы точного приборостроения.— М.: Обо-
ронгиз, 1949.— 343 с.

10. Черницкий М. Б. О температурной погрешности и погрешности за счет
сжимаемости жидкости с жестко и нежестко связанными сильфонами // Бюл.
НИИтеплоприбор.— 1958.— № 4-5.— С. 15-17.

11. Шпицберг А. Л. Новые дисперсионно твердеющие сплавы для упругих
чувствительных элементов // Перспективы развития упругих чувств, элемен-
тов.— М„ 1961.— С. 248-262.

К главе 10

1. Гафанович М. Д. Дифференциальные манометры Харьковского завода
КИП // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М., 1965.— С. 10-28.

2. Диденко К. И. Мембранный компенсационный дифманометр // Прибо-
ростроение.— 1960.— № 1.— С. 9-13.

3. Заседателев С. М., Рухадзе В. А. Вопросы конструирования первичных
приборов — дифманометров с пневматической силовой компенсацией // Систе-
мы устройства и элементы пневмо- и гидроавтоматики.— М., 1959.— С. 61-76.

4. Кенигсберг В. Л., Юровский А. Я., Рухадзе В. А. Новые дифференциаль-
ные манометры // 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. НИИтеплоприбор.— 1961.— № 2.—
С. 5-63.

6. Panzold W. Zur Theorie des kraftkompensierenden Transmitters // Automa-
tisierung.— 1961.— Bd. 4.— N 8.— S. 329-330.

7. Schodel W. Zur Nullpunkt Stabilitat pneumatischen Differenzdrick //
Umf ormer-ATM.— 1962,— N 313.— R-13, R-16.

К главе 11

1. Дюдина И. А, Дюдин Г. Я., Кремлевский П. П. Измерение расхода на-
сыщенного пара // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М., 1973.— С. 131-134.

2. Браго Е. Н. Измерительная система и метод определения расхода компо-
нентов газожидкостного потока // Измерител. техника.— 1991.— № 11.—
С. 41-42.

3. Зарецкий Д. И. Измерение массового расхода и количества твердого ве-
щества при напорном гидротранспорте // Приборы и системы управления.—
1972.— № 9.— С. 40-41.

4. Игумнов Н. И. Датчик контроля движения пульпы // Автоматика и
приборостроение.— 1961.— Вып. 3.— С. 57-60.

5. Кесова Л. А. Контроль и автоматическое управление пылеподачей на
ТЭС.— Киев: Вища школа, 1991.— 142 с.
6. Кирпатовский С. И., Шегедип А. И. Измерение расхода твердого компо-
нента в газированной пульпе // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М., 1967.—
С. 311-323.

7. Кирпатовский С. И. Метод специфичных потоков для измерения расхо-
да компонентов // Измерител. техника.— 1971.— № 9.— С. 44-47.

8. Кремлевский П. П., Дюдина И. А. Измерение расхода влажного пара при
помощи стандартных диафрагм // Измерител. техника.— 1972.— № 5.—
С. 52-54.

9. Кремлевский П. П. Измерение расхода многофазных потоков.— Л.:
Машиностроение, 1982.— 214 с.

10. Левин Б. М., Лопатин А. II. Использование сегментных диафрагм для
определения расхода напорных взвесенесущих потоков в круглых трубах //
Гидротехн. стр-во.— 1983.— № 5.— С. 24-29.

11. Мамаев В. А., Одишария Г. Э. Движение газожидкостных смесей в
трубах.— М.: Недра, 1978.— 270 с.

12. Медведев В. Ф., Удодов А. Г. Измерение расхода жидкости и газа в
потоке газожидкостной смеси // Приборы и системы управления.— 1972.—
№ 5,— С. 52-54.

13. Рудный Н. М., Кириченко IO. Е., Зализняк Е. Н. Устройство для конт-
роля потока сыпучих материалов // Приборы и системы управления.— 1968.—
№ 12,— С. 21-24.

14. Силин II. А., Пищенко И. А. Приборы для измерения параметров гид-
ротранспортирования твердых материалов.— Киев: Изд-во АН УССР, 1963.—
198 с.

15. Уоллес Г. Одномерные двухфазные течения.— М.: Мир, 1972.— 440 с.

16. Чейшвили В. Л. Пульпометр для определения смеси грунта с водой //
Электр, станции.— 1956.— № 4.— С. 27-29.

17. Шатиль А. А. Измерение расхода двухфазного потока трубой Вентури //
Измерител. техника.— 1961.— № 9.— С. 46-48.

18. Шатиль А. А. Применение сужающих устройств для измерения расхо-
да пыли при пневмотранспорте // Тепл, и хим.-технолог, приборы и регуля-
торы,— М.; Л., 1961.— С. 90-100.

19. Шорников Е. А. Контроль у потребителя расхода влажного пара, отпус-
каемого поставщикам перегретым // Материалы VI конф.: Коммерч, учет
энергоносителей.— СПб.: Политехника, ноябрь 1997.— С. 12-14.

20. Югай Ф. С-, Волгин Б. П. Качественная картина движения жидкости в
ускоряющемся газовом потоке // Инж.-физ. журн.— 1965.— Т. 9.— № 6.—
С. 703-706.

21. Beck М. S., Drane J. A new method of measuring the mass flow of powder
in a pneumatic conveyor using an on-line computer // Conf. Industr. Measurer.
Techn. On-Line Computers.— London, 1968.— IEE.— 1968.— P. 133-147.

22. Chisholm D., Leisnman J. M. Metering of wet steam // Chemical and
Process Eng.— 1969.— P. 103-106.

23. Dobrowolski B. Studium mozliwosci zastosowania zwezek do pomiaru
strumienia masy mieszanin gaz-ciecz.— Wroclaw, Wydawnictwo PAN, 1990.—
138 s.

24. Farbar L. The Venturi as a meter for gas solids mixtures // Trans. ASME.—
1953.— Vol. 75.— N 5,— P. 943-951.

25. Gahlot V. K., Seshadrl V. Characteristics venturimener and sector orifice
plates in the flow of solid-liquid mixstures.— FLOMEKO.— 1993.— V. 2.—
P. 737-744.

26. Gupta R., Singh S. N., Seshadrl N. Characteristics of a wedge flowmeter
multized particulate slurrus.— FLOMEKO.— 1993.— V. 2.— P. 720-729.

27. Green R. G., Cunliffe J. M. Online measurement of two-phase fluid flow
with a frequency modulated capacitance transducer // Int. Conf, advance in Flow
Measur. Tecgn.— Warwick, 1981.— P. 127-132.

28. Lee J., Crowe С. T. Scaling laws for metering the flow of gas-particle
suspensions through Venturies // Trans. ASME.— 1982.— Vol. 104.— P. 88-91.
29. Mathur M. P., Klimzing G. E. Measurement of particle and slip velocities
in coal-gas sistem // AIChE Symp. Ser. — 1983.— Vol. 79.— N 222.— P. 60-65.

30. New solutions to flow measurement problems // Chern. Process (Gr. Brit.).—
1972,— Vol. 18.— N 21.— P. 75-76.

31. Parkinson M. T., Hioms F. J. Mass flowmeter for gasborne powders //
Instr. Practice.— 1969,— Vol. 23.— N 3.— P. 197-200.

32. Shoo Changchun. Measurement of wet steam flow // FLOMEKO.— 1985.—
P. 207-211.

33. Shaffer F. D. et al. Analysis of Ventury performance for gasparticle flows.—
Trans. ASME.— 1990.— Vol. 121.

34. Taitel Y., Bomea D., Dukler A. E. Modelling flow pattern transition for
study upward gas liquid flow.— AIChE J.— 1980.— Vol. 26.— P. 345-354.

К главе 12

1. Алгоритмы и микропроцессорное устройство для точных измерений рас-
хода газов // Доклад Конгресса IMEKO X / Л. Г. А б е р м а н, Ю. А. Ла-
рионов, В. И. Лачков и др.— Прага, 1985.

2. Александров А. А. Международные таблицы и уравнения для динами-
ческой вязкости воды и водяного пара // Теплоэнергетика.— 1977.— № 4.—
С. 87-91.

3. Беляев Б. М„ Патрикеев В. Г., Шеиброт И. М. Принципы оптимального
проектирования измерительных комплексов с сужающими устройствами и опыт
эксплуатации программного комплекса «Флоуметрика» // Материалы 12-й
конф.: Коммерч, учет энергоносителей.— СПб.: Политехника, 2000.— С. 3-14.

4. Гафаиович М. Д. Дифманометры-расходомеры с автоматической коррекци-
ей по нескольким параметрам газа // Измерител. техника.— 1959.— № 10.—
С. 47-51.

5. ГОСТ 30.319.1—96. Газ природный. Методы расчета физических свойств.—
М.: Изд-во стандартов.

6. Дрожжин В. М. Универсальный счетчик СТД: учет воды, пара, природно-
го и технических газов, электроэнергии // Материалы 9-й конф.: Коммерч,
учет энергоносителей,— СПб.: Политехника, апрель 1999.— С. 145-147.

7. Жесаи А. В. Информационная измерительная система «Логика» // Ма-
териалы 13-й конф.: Коммерч, учет энергоносителей.— СПб.: Борей-Арт, ап-
рель 2001,— С. 269-271.

8. Жесаи А. В., Лачков В. И. Сравнительные характеристики тепловычис-
лителей СПТ-960 и СПТ-961 // Материалы 7-й конф.: Коммерческий учет энер-
гоносителей.— СПб.: Политехника, апрель 1998.— С. 193-195.

9. Кабза 3., Добровольски Б., Гоитарек Я. Анализ влияния неточности
определения показателя адиабаты природных газов на погрешность расчета
расхода // Теплофизические свойства веществ и материалов.— М.: Изд-во
стандартов, 1988.— Вып. 24.— С. 141-146.

10. Кабза 3. Математическое моделирование расходомеров с сужающими
устройствами.— Л.: Машиностроение, 1981.— 116 с.

11. Лачков В. И., Недзвецкий В. К. О продукции компаннн «Теплоком» //
Материалы 13-й конф.: Коммерч, учет энергоносителей.— СПб.: Борей-Арт,
апрель 2001,— С. 117-119.

12. Пистун Е. П. Применение вычислительной машины в схеме расходоме-
ра переменного перепада давления // Измер. расх. жндк., газа и пара.— М.,
1973.— С. 16-20.

13. Пистун Е. П., Крук И. С. Оценка точности расходомерных систем на
базе микроЭВМ // Измерител. техника.— 1986.— № 4.— С. 33-32; 1987.—
№ 1.— С. 36-38.

14. Пистуи Е. П., Лесовой Л. В., Крук И. С. Новые алгоритмы расчета
коэффициента сжимаемости природного газа для расходомерных систем на
базе микроЭВМ // Материалы иаучн.-техи. семинара: Повышение точности
измерения расхода.— Л.: ЛДНТП, 1988.— С. 27-30.

15. Ривкин С. Л., Александров А. А. Термодинамические свойства воды и
водяного пара.— М.: Энергоатомиздат, 1984.— 80 с.

16. Румянцев В. В., Дубинский Я. И. Пневматическая система автомати-
ческой коррекции расхода газообразного потока // Приборы и системы управ-
ления.— 1977.— № 2,— С. 27-28.

17. Шорников Е. А. Улучшение выбора сужающего устройства и аппарату-
ры для повышения точности измерения расхода газа // Контр, измерител.
техника.— Львов, 1985.— Вып. 38.— С. 41-43.

18. Шорников Е. А. Выбор сужающих устройств и аппаратуры для измере-
ния расхода газа, пара и воды по оптимальным погрешностям для контроля
теплоэнергетического оборудования // Изв. вузов: Энергетика.— 1986.—
№ 11.— С. 86 — 89.

19. Шорников Е. А. Применение микропроцессорного устройства А351-11 для
вычисления расхода природного газа, воздуха и теплоты потока газа, пара //
Измерител. техника.— 1987.— № 6.— С. 27-28.

20. Шорников Е. А. Расходомеры газов, жидкостей и теплоты их потоков с
микропроцессорными вычислительными устройствами // Материалы науч.-
техн. семинара: Повышение точности измерения расхода жидк. и газов.— 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.

23. Kabza Z., Dobrovolski B„ Gontarek J. Uproszczona metoda obliczania
Wykladnika izentropy gasow // Gas. Woda i Teclmika Sanitarna.— 1982.— N 9;
10.— S. 165-169.

24. Ujhelyi T., Demeczky J. Electronic solutions for special problems of flow
measurements // FLOMEKO 1983.— Budapest, 1984.— P. 185-191.

25. Wimotk 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 13

1. Акимов В. Ф. Измерение расхода газонасыщенной нефти.— М.: Недра,
1978,— 200 с.

2. Акимов В. Ф. Щелевые расходомеры непрерывного взвешивания // Расчет
и конструирование расходомеров.— Л.: Машиностроение, 1978.— С. 71-74,

3. Дуб Я. Т. Расчет формы выреза в стенке пропорционального водослива //
Автомат, контроль и измерител. техника.— Киев: Изд-во АН УССР, 1964.—
№ 8.

4. Дуб Я. Т„ Шкурченко В. Л. Щелевые расходомеры.— Киев: Наукова
думка, 1972.— 86 с.

5. Дуб Я. Т., Шкурчеико В. Л., Дмитриева Т. Д. Экспериментальное опре-
деление коэффициента расхода щелевых расходомеров расплавленной серы с
прямоугольной измерительной щелью // Автомат, контроль и измерител.
техника.— Киев: Изд-во АН УССР,— 1963.— № 7,— С. 172-176.

6. Елисеев В. Г. Щелевые расходомеры жидкости // Тр. УКР ГИПРОНИИ-
нефть.— 1976.— Вып. 18.— С. 171-179.

7. Кабардии Т. А., Ледвии Н. К., Зингер М. И. К вопросу о методике расче-
та измерительных щелей щелевого расходомера // Тр. ВНИИКАнефтегаз: Ав-
том. технол. процессов.— М.: Недра, 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 расходомеров переменного уровня // Измери-
тел. техника.— 1971.— № 2.— С. 53-55.
10. Лобачев П. В. Пропорциональные водосливы для измерения расхода
сточных вод // Водоснабжение и санитарн. техника.— 1970.— № 7.

11. Лобачев П. В. Расходомеры для безнапорных потоков жидкости //
Приборы и системы управления.— 1972.— № 10.— С. 20-23.

12. Шкурченко В. Л. К вопросу измерения расходов жидкости расходоме-
рами с прямоугольной измерительной щелью // Контр.-измерител. техни-
ка.— 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 weirs // J. of Hydraulic Research.— 1968.— N 2.—
P. 5-32.

14. Hansen M. Uber Ausflussproblem // VDI-Forschungsheft.— N 428.—
S. 5-32.

15. Lauffer H. Einfluss der Oberflachenspannung auf der Ausfluss aus Poncelet-
Offnungen // Forschunf.— 1934.— N 5.

16. Rogerer H., Lau E., Loffel П. Flussigkeitmengenmessung nach der Aus-
flussmethode // BWK.— 1959,— Bd. 11,— N 1,— S. 30-33.

17. Schneider A. Ausflusskoeffizienten von Poncelet Oeffungen // VDI For-
schungsheft 213.— Berlin: VDI Verlag, 1919.

18. Schultes W., Jaroschek K., Werkmeister H. Untersuchungen mit scharf-
kantigen Blenden // Forschung.— 1938.— N 9.

19. Singer J., Lewis D. C. G. Proportional flow weirs for automatic sampling
or dosing // Water and water engineering.— March, 1966.— P. 105-111.

К главе 14

1. Антонов А. С. Турбиино-оптический преобразователь расхода // Мате-
риалы науч.-техн, семинара: Повышение точности измерения расхода.— Л.:
ЛДНТП, 1988,— С. 45-48.

2. Балдин А. А., Бухонов А. Д., Жерлицын А. Г. Линеаризация характери-
стики турбинных расходомеров // Расчет и констр. расходомеров.— Л.: Ма-
шиностроение, 1978.— С. 89-91.

3. Балдин А. А., Бухонов А. Д., Жерлицын А. Г. Влияние местных сопро-
тивлений на характеристики турбинных расходомеров // Расчет и конструи-
рование расходомеров.— Л.: Машиностроение, 1978.— С. 85-89.

4. Балдин А. А. Повышение точности и метрологической надежности тур-
бинных преобразователей расхода // Измерител. техника.— 1982.— № 10.—
С. 30-31.

5. Бар-Слива В. И. Турбинный расходомер с разрезным профилем лопас-
тей для сред с переменной вязкостью // Авт. и тел. нефт. пром-сти.— 1974.—
№ 6.— С. 16-18.

6. Бернфельд М. Н., Шорников Е. А. Измерение расхода и количества жид-
костей с коррекцией по плотности // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М.,
1973.— С. 47-48.

7. Бобровников Г. Н., Иванов М. Ф., Камышев Л. А. Определение осевого
усилия на рабочем колесе и момента трения в подшипниках качения турбин-
ного датчика расхода // Изв. вузов: Машиностроение.— 1969.— № 11.—
С. 96-102.

8. Бобровников Г. Н., Камышев Л. А. Теория и расчет турбинных расходо-
меров.— М.: Изд-во стандартов, 1978.— 128 с.

9. Бойко А. В., Янбухтин И. Р. К вопросу о влиянии геометрии лопастей на
статическую характеристику газового турбинного расходомера // Перспекти-
вы разв. мет. и средств измерения расхода.— М.: НИИтеплоприбор, 1985.—
С. 72-79.

10. Бошняк Л. О., Бызов Л. Н. Тахометрические расходомеры.— Л.: Ма-
шиностроение, 1968.— 210 с.

11. Бошняк Л. О. Современное состояние исследований и разработок тахо-
метрических расходомеров // Приборы и системы управления.— 1972.—
№ 9.— С. 44-48.
12. Бызов Л. Н., Казначеев Б. А. Турбинно-тахометрический расходомер
для измерения пульсирующих газовых потоков // Измер. расх. жидк., газа и
пара,— М., 1973.— С. 36-40.

13. Бызов Л. Н., Руднев А. В., Сафонова Л. Г. Некоторые методы устране-
ния влияния вязкости на показания турбинных расходомеров // Измер. расх.
жидк., газа, пара.— Таллин, 1972.— С. 64-73.

14. Варенников В. С., Панков М. С.. Бошняк Л. Л. Опытные характеристи-
ки серий тахометрических расходомеров // Приборы и системы управления.—
1972,— № 9.— С. 50-52.

15. Вовченко Н. Я. Динамические характеристики скоростного расходоме-
ра топлива с вертушкой // Тр. Моск, авпац. ин-та.— 1959.— Вып. 109.—
С. 43-57.

16. Гладковский Ю. Н., Семенов В. А. Турбинный расходомер класса 0,5 с
диапазоном измерения 20 : 1 // Тр. НИИтеплоприбора.— 1966.— № 3.—
С. 43-49.

17. Гонек Н. Ф. Образцовый счетчик газа // Измер. расх. жидк., газа и
пара.— Таллин, 1972.— С. 78-83.

18. Золотаревский С. А., Иванов И. Н., Шонин Л. Н. Датчики расхода с
гидродинамическим подвесом роторов различного типа // Средства получе-
ния и обработки информации.— М.: НИИтеплоприбор, 1982.— С. 22-28.

19. Золотаревский С. А., Иванов И. Н., Калабушкин А. И. К вопросу о
повышении ресурса и надежности шариковых расходомеров // Теорет. и экс-
перпм. исслед. в обл. создания измер. преобразователей расхода.— М.:
НИИтеплоприбор, 1984.— С. 14-17.

20. Золотаревский С. А., Иванов И. Н., Шонин Л. Н. К вопросу описания
колебательного движения и предупреждению резонанса гидродинамически
подвешенного шарового ротора в рабочей камере датчика расхода // Теорет. и
эксперим. исслед. в обл. создания измер. преобразователей расхода.— М.:
НИИтеплоприбор, 1984.— С. 18-24.

21. Иванов И. Н., Золотаревский С. А. Теоретический расходомер с гидро-
динамическим подвесом шарового ротора // Приборы и системы управле-
ния.— 1985.— № 12,— С. 17-18.

22. Ильинский В. М., Лукьянов К. М. Малоинерционные расходомеры для
измерения неустановившихся потоков жидкостей // Измер. расх. жидк., газа
и пара.— М., 1973,— С. 52-56.

23. Камышев Л. А., Бойко А. В. Пути улучшения характеристик турбин-
ных расходомеров газовых сред // Метролог, обеспечение средств измерения
расхода, уровня, давления на стадии разработки, выпуска и эксплуатации.—
М.: НИИтеплоприбор, 1987.— С. 24-34.

24. Козлов Л. И., Янбухтин И. Р. Экспериментальное исследование влияния
применяемых защитных смазок и замены подшипников на погрешность тур-
бинных расходомеров // Тр. НИИтеплоприбора.— 1965.— № 4.— С. 45-55.

25. Комаров ГО. А., Силин М. Д., Веялис Н. П. Шариковый тангенциаль-
ный расходомер // Расчет и конструирование расходомеров.— Л.: Машино-
строение, 1978.— С. 98-101.

26. Киясбейли А. Ш., Лившиц Л. М. Первичные преобразователи систем
измерения расхода и количества жидкостей.— М.: Энергия, 1980.— 80 с.

27. Купреков В. С., Турченок 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 шариковым
ротором // Расчет и конструирование расходомеров.— Л.: Машиностроение,
1978.— С. 98-101.

29. Лачков В. М., Фомин Д. В. Совершенствование тепловычпслителя
СПТ-941 // Материалы 11-й конф.: Совершенствование измерений расхода
жидкости, газа и пара.— СПб.: Политехника, ноябрь 1999.— С. 348-350.

30. Марченко А. В. Тахометрические датчики расхода с левитирующей сфе-
рой // Приборы и системы управления.— 1976.— № 10.— С. 29-30.
31. Мирончук В. В., Пастернак В. П., Овсяников В. Н. Турбинные счетчики
для сжиженных газов и газового конденсата «Норд-1» // Авт. и КИП.— 1981.—
№ 1,— С. 28-30.

32. Мясиикоа Н. С. Измерение расхода вязких жидкостей расходомерами
с винтовой аксиальной турбинкой со струенаправляющнм аппаратом // Вопр.
автоматизации контроля и управления в нефтедобыче.— Казань, 1970.—
С. 137-145.

33. Мясников Н. С. Расходомеры с прямолопастной измерительной турби-
ной для измерения вязких жидкостей // Вопр. автоматизации контроля и
управления в нефтедобыче.— Казань. 1970.— С. 157-164.

34. Степанов В. И. Измерение больших расходов нефти и нефтепродуктов
турбинными расходомерами // Измер. расх. жидк., газа и пара.— М., 1973.—
С. 32-36.

35. Фахреев И. А. Влияние вязкости на показания расходомера с винтовой
тахометрической крыльчаткой // Машины и нефтян. оборудование.— 1969.—
№ 12.— С. 21-24.

36. Шкловер Г. Г., Коротков П. Ф. Исследование проточной части расходо-
мера с левитирующим ротором применительно к теплообменным аппаратам
Ц Тр. ЦКТИ,— 1979.— Вып. 173.— С. 95-96.

37. Шорннков Е. А. Испытания тахометрических расходомеров для жид-
ких топлив // Расчет н конструирование расходомеров.— Л.: Машинострое-
ние, 1978,— С. 101-102.

38. Шоиин Л. Н. Тахометрические шариковые расходомеры // Тепл, и
хим.-техн. приб. н 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. Янбухтнн И. Р., Шувалов С. А., Денисов А. В. Турбинные расходомеры
для измерения малых расходов жидкостей // Приборы и системы управле-
ния,— 1972.— № 9.— С. 48-50.

41. Яибухтнн И. Р. Турбинные расходомеры-счетчики газа с коррекцией
показаний объема по давлению, температуре и сжимаемости газа // Приборы
и системы управления.— 1995.— № 9.— С. 23-24.

42. Danno М-, Takimoto М. Bearingless Windmill-type gas flowmeter // Buletin
of the ISME.— 1981,— Vol. 24.— P. 1975-1979.

43. Dorsch D. Gasmessungen mit Turbinenzahlern // Gas Warme Internet.—
1968.— Bd. 17,— N 9.— S. 344-348.

44. Duffy L. S. Electronic density correction for a turbine-type flowmeter //
Insrt. Engr.— 1963.— Vol. 3,— N 8,— P. 159-163.

45. Engelhardt H. Stramungstechnische Grundlagen der Turbinenzahler //
VDI-Berichte.— 1964,— N 86,— S. 77-84.

46. Fontenay L. Mesure de debits de liquides // Les debitmetres massiques
automatiques // Electronique industrielle.— 1966.— N 91.— P. 78-86.

47. Furness R. A. Theoretical and experimental developments on bearingless
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 turbine metering systems for crude oil //
Petroleum Review.— 1982.— Nov.— Vol. 36.— P. 24-27.

50. Hochreiter H. W. Dimentionless correlation of coefficients of Turbinetype
flowmeters // Trans. ASME.— 1958.— Vol. 80,— N 7,— P. 1363-1368.

51. Jepson P., Bean P. G. Effect of upstream velocity profiles on turbine flow-
meter registration // Joum. Meeh. Engin. Science.— 1969.— Vol. 11.— N 5.—
P. 503-510.

52. Lehmann N. Turbinenzahler fur Durchflussstarken und hohe Viskositat //
VDI-Berichte.— 1964.— N 86.— S. 105-108.

53. Lee W. F. Z., Kariby 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 Zahlerprinzi p // Techn. Mittel. 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 Congr. Fluid Meeh, and Fluid Mach.— Budapest, 1969.—
P. 373-379.

56. Miller E. W. Turbine Gas-flow sensor // Instr. Contr. Syst.— 1962.—
Vol. 35.— N 1.

57. Moutet A. Debitmetre a court temps de repose //La recherche aeronautique.—
1958,— N 63,— P. 13-25.

58. Plautsch D. A. Transfer proving. Custody transfer using insertion turbine
flowmeters // Adv. Instrum.— Vol. 38; Proc. ISA Int. Conf, and Exhib.— Houston.
Tex.— 10-13 Oct. 1983,— Pt. 1,— P. 31-41.

59. Powell B. W. Propeller merer with gas bearing // Engineering.— 1961.—
N 3,— Nov.— P. 566-567.

60. Salami L. A. Towards standartization of turbine-type flowmeter // Int.
Conf, 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 characteristics of turbine flowmeters // Trans.
ASME: Ser. D.— 1962,— Vol. 84.— N 4.— P. 471-485.

63. Tan P. A. K., Hutton S. P. Experimental, analytical and tip clearanse loss
studies in turbine-type flowmeter // Modern developments in Flow measurement.—
Harwell, 1972.— P. 321-346.

64. Thompson R. E., Grey J. Turbine flowmeter performance model // Paper
ASME.— 1969.— NWA/FM-2.— P. 11.

65. Turbine flowmeter has no bearings // Chemical Eng.— 1977.— Vol. 84.—
N 6.— P. 91-92.

66. Turbinerzahler-mittelbare Volumenzahler fur die Mengen und Durchfluss-
messung von Flussigreiten und Gasen II Technics.— 1967.— Bd. 16.— N 15.—
S. 1465-1469.

67. Van Rijn J. C., Larys B. Vortex velocity type flowmeter // The petroleum
Engineer.— 1957,— Vol. 29.— N 9,— P. B27-D30.

68. Werner H. Der Turbinenzahler, seine Konstruktion, seine Messeigenschaften
und seine Einsatz als mittelbarer Massenzahler // Tech. Mitt. bopp-Reuter.—
1965.— Doppleheft.— S. 93-111.

69. Yamada M. Insertion turbine meter for Industrial waste gas measurement
// 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 Journal.—
1959.— Vol. 6.— N 5.— P. 54-59.

71. Qijia Y. Effect on pure swirl flow on the turbine flowmeter registration.—
FLOMEKO 1993.— Vol. 2,— P. 623-628.

К главе 15

1. Балдин А. А. Разработки Арзамасского ОКБ «Импульс» в области изме-
рения расхода // Материалы 9-й конф.: Совершенствование средств измере-
ния расхода жидкости, газа и пара.— СПб.: МЦЭНТ, 1994.— С. 4-8.

2. Бродин И. С. Современные промышленные приборы для измерения ко-
личества газа // Приборы и системы управления.— 1972.— № 10.— С. 23-25.

3. Гонек Н. Ф. Анализ равномерности работы ротационных счетчиков газа
Ц Тр. ВНИИМ,— 1961.— Вып. 50 (10).— С. 108-116.

4. Дуброва Т. Н. Объемные счетчики расхода жидкости с овальными шес-
тернями // Тепловые приборы н регуляторы.— М.; Л., 1954.-— С. 232-249.

5. Киясбейли А. Ш., Лифшиц Л. М. Счетчики и расходомеры жидкости с
овальными шестернями.— М.: Машиностроение, 1983.— 144 с.

6. Недзвецкий В. К. Обзор новых приборов и вспомогательных средств для
коммерческого учета тепловой энергии и природного газа, выпускаемых НПФ
«Теплоком» // Материалы 6-й конф.: Коммерч, учет энергоносителей.— СПб.:
МЦЭНТ, ноябрь 1997.

7. Расходомеры — счетчики топлива ролико-лопастного типа / Б. М. Л е-
в и н, 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 м о н о в,
М. Д. Б а т а к ш о в а, А. Д. Б у х о н о в // Измерител. техника.— 1986.—
№ 4.— С. 36 — 38.

8. Левин Б. М. Методика расчетной градуировки счетчиков-расходомеров
роликолопастного типа (на примере ПРЛ-500) // Материалы Междунар. 10-й
конф.: Совершенствование средств измерения расхода жидкости, газа и пара.—
СПб.: МЦЭНТ, октябрь 1996.— С. 104-112.

9. Таратута Р. Н., Артюпов Л. А., Цабкевич Э. Р. Лопастные счетчики.—
М.: Машиностроение, 1968.— 143 с.

10. Тупичепков А. А., Абдурашитов С. А., Мануков Э. С. Счетчики жидко-
сти.— М.: Изд-во стандартов, 1980.— 152 с.

11. Berthold W. Ringkolbanzzahler fur die chemische Industrie // Chern. Ing.
Techn.— 1979.— Bd. 51.— N 9.— S. 886 888.

12. Bluschke H. Volumenmessung mit Flussigkeitszahlern im eichpflichtigen
Verker // Techn. Mitteilung.— 1967.— Bd. 60.— N 6/7.— 8. 278-283.

13. Conrad F., Trostmann E. A servo-controlled volume rate flowmeter // Int.
Conf. Adv. in Flow Measur. Techn.— Warwick, Sept. 9-11, 1981.— P. 223-229.

14. Eberie J. Der periodische Anzeigefehler von Ovalradzahlern // Erdol u.
Kohle.— 1968.— Bd. 21.— N 12,— S. 786-791.

15. Ebert M. Ovalradzahler fur Flussigkeiten // ATM.— 122-19.— Aug. 1957.—
8. 177-180.

16. Ebert M. Servo-Ovalradzahler // Techn. Mitteil. Bopp-Reuter.— 1965.—
Doppelheft.— S. 76-80.

17. Hahn B. Theorie des Treibschieberzahler // Siemens Zeitschrift.— 1967.—
Bd. 41,— N 8.— S. 687-692.

18. Hengstenberg T. Aufbau und Eigenschaften von Volumenzahlern fur
Flussigkeiten // Technische Mitteilungen.— 1963.— Bd. 56.— N 8.— S. 319-
325.

19. Laub E. Ovalradzahler mit Temperaturkompensator // Erdol u. Kohle.
Erdgas—Petrochemie.— 1970.— Bd. 23.— N 5.— S. 309-314.

20. Schmitt W. Messen Dosieren und Regeln nieder- und hochviskoser
Flussigkeiten in der Chemischen Industrie mit Ovalradzahlern // Techn. Mitteil.—
1970.— Bd. 63.— N 6.— S. 272-275.

21. Zimmerman H. Treibschieberzahler fur raffinieren Tanklager und Tank-
fahrzeuge // Siemens Zeitschrift.— 1970.— Bd. 44.— N 6.— S. 396-400.
Сокращения, использованные
в списке литературы

FLOMEKO 1978 — Flow measurement of fluids. Proceedings of
FLOMEKO 1978. IMEKO VII — Conference on flow measurement of
fluids. Cponingen, The Netherlands, September 11-15, 1976. North-
Holland Publishing Company—Amsterdam, 587 s. IMEKOVIII-Конг-
ресс, Москва, 1979.

FLOMEKO 1983 — Flow measurement. Proceedings of FLOMEKO
1983. IMEKO IX — Conference on flow measurement Budapest,
Hungary, September 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.
IMEKO X — World Kongress, Praga, 1985.
Памяти Пантелеймона Петровича Кремлевского .................5

Введение .................................................. 6

Исходная терминология и единицы измерения..............-

Значение средств измерения расхода и количества жидкости,
газа и пара ...........................................-

Современные требования к расходомерам и счетчикам.....7

Разновидности приборов для измерения расхода и количества 10

Классификация расходомеров переменного перепада давления 11
Глава 1. Стандартные сужающие устройства расходомеров пере-

менного перепада давления ................................ 15

1.1. Зависимость между расходом и перепадом давления на су-
жающем устройстве .................................... -

1.2. Анализ формулы расхода ......................... 18

1.3. Анализ коэффициента расхода а................... 20

1.4. Коэффициент истечения С для диафрагм и сопел......33

1.5. Устройство стандартных диафрагм и сопел ИСА 1932 . . 35

1.6. Исходные коэффициенты истечения и расхода стандартных
диафрагм и сопел .................................... 41

1.7. Влияние шероховатости трубопровода на коэффициент исте-
чения С диафрагм и сопел ............................ 48

1.8. Притупление входной кромки диафрагмы при эксплуатации 49

1.9. Износоустойчивые диафрагмы...................... 52

1.10. Трубы Вентури ................................. 54

1.11. Сопла Вентури.................................. 60

1.12. Коэффициент расширения пара и газа для стандартных
сужающих устройств .................................. 62

1.13. Изготовление диафрагм ......................... 64

1.14. Влияние местных сопротивлений.................. 67

1.15. Требования к состоянию трубопровода ........... 72

1.16. Монтаж сужающих устройств и их дефекты..........73

1.17. Погрешность измерения расхода с помощью стандратных
сужающих устройств .................................. 75

1.18. Выбор типа сужающего устройства................ 79

1.19. Расчетные формулы расхода ......................81

1.20. Расчет диафрагм и сопел ........................83

1.21. Методика расчета диаметра отверстия сужающего устрой-
ства .................................................90

Глава 2. Микрорасходомеры и парциальные расходомеры с сужа-
ющими устройствами ....................................... 93

2.1. Область измерения малых расходов..................

2.2. Расходомеры с сужающими устройствами, капиллярные,
гидравлические мосты, реометры и ударно-струйные ......

2.3. Характеристика парциальных расходомеров переменного

перепада давления .................................... 99

2.4. Погрешность парциальных расходомеров ............103

Глава 3. Сужающие устройства для малых чисел Рейнольдса . 105

3.1. Общая характеристика...............................-

3.2. Двойная диафрагма ...............................107

3.3. Диафрагма с двойным конусом .....................110
3.4. Диафрагма с коническим входом

3.5. Конусная диафрагма

3.6. Сопло четверть круга

3.7. Цилиндрическое сопло

3.8. Комбинированное сопло

3.9. Сопло половина круга .

111

113

114

118

120

121

3.10. Рекомендации по применению устройств для малых чи-
сел Рейнольдса.........................................-

Глава 4. Особые типы и случаи применения сужающих устройств 124

4.1. Измерение расхода загрязненных веществ, сегментные и
кольцевые диафрагмы ...................................-

4.2. Сужающие устройства с переменным отверстием......127

4.3. Измерение расхода в большом диапазоне отношения

лений .................................................131

4.5. Измерение расхода жидкости в условиях кавитации . . . 134

4.6. Измерение расхода в трубах малого диаметра (D = 10+50 мм) 136

4.7. Торцевые сужающие устройства .....................138

4.8. Сопла особых профилей ............................139

Глава 5. Преобразователи расхода с гидравлическим сопротивле-
нием, центробежные, напорные трубки и устройства ...........141

5.1. Преобразователи расхода — гидравлические сопротивления -

5.2. Центробежные преобразователи расхода..............144

5.3. Преобразователи расхода — напорные трубки и устройства147

5.4. Осредняющие напорные трубки — преобразователи скорост-
ного напора ......................................... 158

5.5. Рекомендуемые напорные трубки для измерения расхода га-
зов и жидкостей........................................168

Глава 6. Соединительные и вспомогательные устройства расходо-
меров с дифманометрами......................................174

6.1. Соединительные трубки ..............................-

6.2. Устройства, применяемые при измерении расхода пара . . .175

6.3. Устройства, применяемые при измерении расхода воды и не-
агрессивных жидкостей .................................177

6.4. Устройства, применяемые при измерении расхода агрессив-
ных и вязких жидкостей.................................178

6.5. Устройства, применяемые при измерении расхода пульпы,
а также загрязненных и кристаллизующихся жидкостей . . . 182

6.6. Устройства, применяемые при измерении расхода чистого
газа ................................................ 183

6.7. Устройства, применяемые при измерении расхода загрязнен-
ного газа..............................................184

6.8. Устройства, применяемые при измерении расхода агрессив-
ного газа..............................................185

Глава 7. Дифференциальные манометры, жидкостные и поплав-
ковые дифманометры .........................................186

7.1. Общая характеристика дифманометров ................ -

7.2. Характеристика жидкостных дифманометров с видимым
уровнем ...............................................187

7.3. Двухтрубные дифманометры..........................189

7.4. Однотрубные дифманометры..........................190
7.5. Однотрубные дифманометры с наклонной трубкой .....191

7.6. П-образные дифманометры...........................192

7.7. Двухжидкостные дифманометры.......................193

7.8. Жидкостные дифманометры с электрическим съемом сиг-
нала ..................................................194

7.9. Общая характеристика поплавковых дифманометров . . .196

7.10. Погрешность поплавковых дифманометров ............ -

7.11. Поплавковые дифманометры с профильными коленам . . .198

7.12. Жидкостные дифманометры с одним подвижным коле-
ном 199

7.13. Кольцевые дифманометры...........................200

Глава 8. Колокольные дифманометры...........................203

8.1. Общая характеристика............................... -

8.2. Колокольные дифманометры с гидравлическим уравнове-
шиванием ..............................................204

8.3. Колокольные дифманометры с пружинами..............207

8.4. Конструкция колокольных дифманометров.............208

Глава 9. Деформационные дифманометры .......................211

9.1. Общая характеристика...........................

9.2. Чувствительные элементы дифманометров ............. -

9.3. Дифманометры типа ДМ..............................213

9.4. Дифманометры типа ДМЭР............................217

9.5. Дифманометры типа «Сапфир» .......................219

9.6. Дифманометры с вялой мембраной....................222

9.7. Сильфонные дифманометры ..........................223

9.8. Интеллектуальные цифровые дифманометры ...........226

Глава 10. Компенсационные дифманометры .....................231

10.1. Общая характеристика ............................. -

10.2. Дифманометры без унифицированных преобразователей 232

10.3. Унифицированные пневматические и электрические пре-
образователи ..........................................234

10.4. Компенсационные дифманометры с унифицированными
преобразователями......................................236

Глава 11. Измерение расхода двухфазных веществ .............240

11.1. Характеристика двухфазных потоков .................-

11.2. Измерение расхода двухфазных потоков расходомерами

с сужающими устройствами ..............................243

11.3. Измерение объемного расхода или скорости двухфазной
среды с коррекцией на плотность........................250

11.4. Выбор места установки расходомера................252

Глава 12. Применение вычислительных устройств с расходоме-
рами переменного перепада давления..........................257

12.1. Общая характеристика ............................. -

12.2. Механические и электрические устройства для коррек-
ции расхода ............................................ -

12.3. Электронные вычислительные устройства расходомеров 258

12.4. Формулы для вычислителей расхода ................268

Глава 13. Расходомеры переменного уровня ...................277

13.1. Общая характеристика .........................

13.2. Расходомеры с затопленным отверстием истечения . . -

13.3. Щелевые расходомеры с неподвижным сосудом .......281
13.4. Устройства расходомеров........................286

13.5. Расходомеры с подвижным сосудом................289

Глава 14. Турбинные, крыльчатые, шариковые и роторно-ша-
риковые тахометрические расходомеры и счетчики............293

14.1. Общая характеристика тахометрических расходомеров и
счетчиков ............................................ -

14.2. Критерии подобия у крыльчатых и турбинных расходоме-
ров 295

14.3. Уравнение измерения для аксиальной турбинки ...296

14.4. Влияние вязкости и способы ее компенсации .....299

14.5. Указания по эксплуатации крыльчатых и турбинных пре-
образователей .......................................303

14.6. Выбор основных параметров аксиальных турбинок . . . .305

14.7. Разновидности крыльчатых и турбинных преобразовате-
лей 307

14.8. Устройство тахометрических преобразователей ....311

14.9. Конструкции расходомеров и счетчиков с аксиальной тур-
бинкой ..............................................315

14.10. Конструкции расходомеров и счетчиков с тангенциаль-
ной крыльчаткой .....................................326

14.11. Шариковые расходомеры.........................331

14.12. Роторно-шаровые расходомеры...................335

14.13. Измерительные устройства крыльчатых, турбинных и ша-
риковых расходомеров и счетчиков ....................339

14.14. Выбор и применение современных расходомеров и счет-
чиков ...............................................342

Глава 15. Камерные расходомеры и счетчики ................351

15.1. Общая характеристика и классификация ........... -

15.2. Камерные подвижные счетчики....................354

15.3. Основы теории камерных счетчиков с движущимися раз-
делительными элементами .............................358

15.4. Поршневые расходомеры и счетчики жидкости......362

15.5. Счетчики жидкости с овальными шестернями.......364

15.6. Лопастные счетчики жидкости ...................368

15.7. Ковшовые счетчики жидкости.....................370

15.8. Кольцевые счетчики жидкости ...................372

15.9. Камерные счетчики жидкости других типов........373

15.10. Камерные счетчики газа........................375

15.11. Применение вычислительных устройств с камерными
счетчиками жидкости и газа...........................378

Условные обозначения .....................................381

Список литературы.........................................383
Кремлевский Пантелеймон Петрович

РАСХОДОМЕРЫ И СЧЕТЧИКИ
КОЛИЧЕСТВА ВЕЩЕСТВ

Справочник
Книга первая

Заведующая редакцией Е. В. Шарова
Редактор М. И. Козицкая
Переплет художника М. Л. Черненко
Технический редактор Т. М. Жилич
Корректоры 3. С. Романова, Н. В. Соловьева
Набор Т. Н. Бабан-Луценко
Верстка Т. М. Каргапольцевой

ЛР № 010292 от 18.08.98.

Сдано в набор 23.11.01. Подписано в печать 24.05.02.

Формат издания 60x90 1/16. Бумага офсетная.

Гарнитура School Book. Печать офсетная.

Усл.-печ. л. 26,0. Уч.-изд. л. 27,9. Тираж 3000 экз.

Заказ № 2250.

ФГУП «Издательство“Политехника”».
191011, Санкт-Петербург. Инженерная ул., 6.

Отпечатано с готовых диапозитивов в ГП «Типография им. П. Ф. Анохина».
185005, г. Петрозаводск, ул. «Правды», 4.
ФГУП «Издательство “Политехника”»
выпустит в свет в 2003 г.

П. П. КРЕМЛЕВСКИЙ

РАСХОДОМЕРЫ И СЧЕТЧИКИ
КОЛИЧЕСТВА ВЕЩЕСТВ

СПРАВОЧНИК

Книга 2

В книге рассматриваются многие промышленные расходо-
меры-обтекания (в т. ч. ротаметры), силовые, тепловые, опти-
ческие (лазерные), ионизационные, ядерно-магнитные, концен-
трационные, меточные, корреляционные, в отдельных главах
также рассмотрены особые методы измерения расходов, изме-
рение переменных расходов, измерение расхода многофазных
и многокомпонентных веществ.

Исходя из анализа формул измерения и сущности физиче-
ских процессов, происходящих в приборах, даны рекоменда-
ции для правильного конструирования и применения таких
расходомеров и счетчиков на их основе.

Большое внимание уделено нашедшим в последние годы
широкое распространение вихревым, ультразвуковым (акус-
тическим) и электромагнитным расходомерам и счетчикам.

Большая библиография и ссылки на нее имеют энцикло-
педический характер.

Книгу можно приобрести в издательстве по адресу:
191011, Санкт-Петербург, Инженерная ул., д. 6, 3-й этаж.

Часы работы:

с 10.00 до 18.00. Выходные: суббота, воскресенье.

Тел./факс: 312-44-95, 312-53-90.

Возможна отправка книг «Книга-почтой».

Книги рассылаются покупателям в России наложенным
платежом (без задатка).

Почтовые расходы составляют 40% и выше
от стоимости заказанных Вами книг.
В книге 1 рассмотрены расходомеры
с сужающими устройствами, напорными
трубками переменного уровня, тахометри-
ческие расходомеры и счетчики, в т. ч.
и камерные.

В кпик 2 рассматриваются многие

расходомеры, в т. ч. нашедшие широкое
распространение в последние годы вихре-
вые, ультразвуковые и электромагнитные
расходомеры и счетчики (также в составе
теплосчетчиков) для предприятий, комму-
нальных и жилых зданий.