摘要：為了提高多孔孔板流量傳感器的計量性能,利用仿真計算與實流實驗相結合的方式對多孔孔板流量傳感器的結構參數(shù)對計量性能的影響進行了研究。利用實流實驗結果和多股射流的研究成果對仿真計算結果進行驗證,結果表明:多孔孔板安裝位置對計量結果的影響程度受相對入射間距s影響;.流出系數(shù)C受到相對入射間距s、環(huán)狀排列孔所在區(qū)域的外緣與管壁之間的最小距離d2和厚度I的影響;流出系數(shù)C的線性度主要受環(huán)狀排列孔所在區(qū)域內(nèi)緣與中心節(jié)流孔邊緣之間的最小徑向距離d,影響。
多孔孔板流量傳感器是在標準孔板基礎上發(fā)展起來的節(jié)流裝置,是一個對稱的多孔圓盤。從文獻[1~3]可以看出，該流量計具有比標準孔板更為出色的計量性能。多孔孔板的孔排列方式及孔板的厚度等幾何參數(shù)決定了流量傳感器的測量性能。設計了6種口徑(D=100mm、等效直徑比β=0.6)具有不同孔分布形式和厚度的多孔孔板。在流速范圍為0.5~7.5m/s的工況下,利用仿真計算與實流實驗相結合的方法對多孔孔板的幾何結構對計量性能的影響進行了研究。
多孔孔板流量傳感器簡介
由射流理論可知,介質(zhì)經(jīng)過多孔孔板后形成多股受限性淹沒射流，因此多股射流的研究成果對于研究多孔孔板流量傳感器具有一定的指導意義。多股射流與單股射流的主要區(qū)別是孔間射流射出后在其相鄰兩股射流之間存在相互卷吸作用,這直接影響著流動的發(fā)生與發(fā)展過程,因此多;股射流的流場比單股射流的流場要復雜很多。國內(nèi)外學者通過理論分析、實驗測量和數(shù)值模擬的方式對多股射流進行了研究,目前已經(jīng)對流動特性和流動機理有了一定的認識。為了便于研究，雙股射流成為眾多學者研究多股射流的基礎。
由文獻[4~8]可知,雙股射流按其流動特性可分為會聚區(qū)和聯(lián)合區(qū),如圖1所示。由于兩股射流的卷吸和干擾,以致在兩股射流的匯聚區(qū)內(nèi)形成負壓區(qū),在該區(qū)內(nèi)存在一對穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦，旋渦的長度隨著孔間間距的增大而增長[6]。在兩股射流聯(lián)合后下游附近速度由會聚區(qū)內(nèi)的負值變?yōu)檎?預期存在一個點,在該點的.速度為零,這個點稱為自由滯點或混合點95),通過確定該點的位置可以反映出會聚區(qū)內(nèi)旋渦的長度。射流的出射速度越大,對周圍流體的卷吸作用越強烈,射流之間的旋渦也越強烈,因此多股射流流場中會有射流運動方向偏轉(zhuǎn)的現(xiàn)象發(fā)生(8]參考雙股射流的流動特征對多孔孔板的流場進行了區(qū)域劃分，如圖2所示。
2多孔孔板流量傳感器結構和參數(shù)定義，
多孔孔板流量傳感器的簡化示意圖如圖3所示,其中d1為環(huán)形排列孔內(nèi)緣與中心節(jié)流孔外緣之間的最小距離;d2為環(huán)形排列孔外緣與管壁之間的最小距離;D為多孔孔板流量傳感器口徑;D1為中心節(jié)流孔的直徑;D2為環(huán)狀排列孔的直徑;D3為環(huán)狀排列孔圓心所在圓的直徑;τ為環(huán)狀排列孔中相鄰孔邊緣的最小距離;P1、P2為多孔孔板的安裝定位標志，當位置P1與上/下游取壓孔在一條直線上時為安裝方式一,當位置P2與上/下游取壓孔在一條直線上時為安裝方式二;1為多孔孔板的厚度。
定義s為相對人射間距,其計算式為:
3實驗結果分析
為了分析多孔孔板結構參數(shù)對多孔孔板計量性能的影響,設計了不同形式的實驗樣機(圖4),各樣機的具體結構參數(shù)見表1。實流實驗在兩種孔板安裝方式下進行,并且在同一流量范圍內(nèi)利用稱重法檢定裝置對實驗樣機進行標定,實驗結果見表2。在仿真計算中,按照實流實驗方法利用SSTk-w湍流模型對實驗樣機進行仿真計算[9.10],計算結果與實流實驗結果的相對誤差在5%以內(nèi)。因此仿真計算結果可以對多孔孔板流量傳感器實流實驗結果進行合理分析。
3.1s對多孔孔板流量傳感器安裝位置的影響
結構參數(shù)s=t/D2。從表1、2的實驗結果可以看出，當參數(shù)s較小時(s≤0.34),在兩種安裝方式下測得的流出系數(shù)平均值的相對誤差Ec較小(Ec≤0.23%),說明多孔孔板流量傳感器的安:裝位置變化對計量結果影響較小;當參數(shù)s較大時(s≥0.72),在兩種安裝方式下測得的流出系數(shù)平均值的相對誤差Ec較大(Ec=2.35%),說明多孔孔板流量傳感器的安裝位置變化對計量結果影響較大。
3.2d2對多孔孔板流量傳感器計量性能的影響
從實驗結果可以看出:
a.當參數(shù)s≤0.34時,樣機a、b、c、d、e的流出系數(shù)C隨著參數(shù)d,的減小而增大;
b.當參數(shù)s(s=0.99)較大時(如樣機f),d2=0.0425D,是所有樣機中的最小值,但流出系
數(shù)C也最小。
3.3d,對多孔孔板流量傳感器性能的影響
當結構參數(shù)d1在較小的范圍內(nèi)(0.0450D≤D1≤0.0750D)變化時,流出系數(shù)的線性度較好，約為0.5%,如樣機a、b、c;當d1(d1≥0.1050D)較大時(如樣機d、e、f),流出系數(shù)C的線性度在0.8%以上。以具有相同厚度l的樣機a、b、d、e為例來分析上述實驗結果。節(jié)流式流量傳感器差壓信號的穩(wěn)定性主要是受節(jié)流件下游的旋渦影響,多孔孔板下游的旋渦主要由壁面旋渦區(qū)和射流間旋渦區(qū)組成。由仿真計算結果可知,當多孔孔板流量傳感器的參數(shù)s≤0.72時,壁面旋渦區(qū)與射流間旋渦區(qū)是相互獨立的，因此經(jīng)過環(huán)狀排列孔的射流對壁面回流區(qū)的旋渦強度起主導作用。由實流實驗結果可知,在相同流速下,樣機a、b、d、e的流出系數(shù)隨著結構參數(shù)d2的增大而減小,這表明壁面處旋渦強度隨著結構參數(shù)dr的增大而增強，而線性度卻隨著參數(shù)d2的增大而提高。上述分析表明多孔孔板射流間的旋渦是影響線性度的主要因素。從圖5中可以看出,經(jīng)過樣機a.b.d、e的環(huán)狀排列孔射流與中心節(jié)流孔射流之間的自由滯點分別在距離孔板下游面12、17、25、.85mm位置處,其中樣機d自由滯點幾乎與取壓位置重合,而樣機e的自由滯點遠離取壓位置。這說明環(huán)狀排列孔射流與中心節(jié)流孔射流之間的旋渦的長度隨著結構參數(shù)d,的增大而增長,與文獻[6]的結論一致。當射流間旋渦區(qū)長度接近取壓位置或者超出取壓位置時,多孔孔板流出系數(shù)C的線性度較差;當射流間旋渦的長度在離取壓位置在一-定距離范圍內(nèi)變化時,多孔孔板流出系數(shù)C的線性度幾乎無變化。綜上所述,結構參數(shù)D1是影響多孔孔板流量傳感器流出系數(shù)線性度的主要因素。
3.4厚度l對多孔孔板流量傳感器計量性能的影響
樣機b、c的厚度t不同,其中樣機b的厚度t=5mm,樣機c的厚度t=10mm,其他結構參數(shù)均相同。從實驗結果可以看出,流出系數(shù)C隨著厚度t的增加而增大。對樣機b與c的實驗結果分析如下:圖6為樣機b、c在孔板下游P1取壓位置處的速度曲線，圖中區(qū)域I為通過環(huán)狀排列孔的速度剖面。`Vb、`Vc分別表示樣機b、c流向上的平`均速度。從圖中可以看出,區(qū)域I中`Vc<`Vb。由多股射流理論可知,經(jīng)過樣機e環(huán)狀排列孔的射流對周圍流體的卷吸作用較弱,因此壁面處旋渦強度較小,從而使流出系數(shù)C變大。
4結論
4.1在不同安裝方式下測得的流出系數(shù)平均值的相對誤差Ec的大小受環(huán)狀排列孔之間的人射間距s影響。
4.2流出系數(shù)C受環(huán)狀排列孔人射間距s、結構參數(shù)d2和厚度影響,影響方式為:當s較小時(s<0.72),流出系數(shù)C隨著參數(shù)d2的減小而增大;當s較大時(s=0.99),流出系數(shù)C的大小不受參數(shù)d2的影響,其大小接近相同β值的標準孔板;對于具有相同孔分布形式且β值相同的多孔孔板,流出系數(shù)C隨著厚度?的增加而增大。
4.3流出系數(shù)C的線性度受參數(shù)d,的影響:當D1在較小范圍內(nèi)變化時(0.0450D≤d1≤0.0750D),流出系數(shù)的線性度較好(0.5%),并且?guī)缀醪蛔?當d,在較大范圍內(nèi)時(d1≥0.1D),流出系數(shù)C的線性度變差,在0.9%以上。
本文來源于網(wǎng)絡,如有侵權聯(lián)系即刪除！
