現(xiàn)代質(zhì)量流量計結構原理 產(chǎn)品設計方法與技術詳
1、引言：
傳統(tǒng)的機載流量計常用速度式流量計，本質(zhì)上屬于體積流量計。這種流量計中有一旋轉(zhuǎn)葉輪，葉輪轉(zhuǎn)速正比于體積流量。其結構簡單，但在溫度變化大（±55）℃或在壓力、振動以及加速度情況下精度較低。而質(zhì)量流量計能克服這些缺點，且由于航空航天技術的發(fā)展，對機載式質(zhì)量流量計提出了新的要求[1]。國外從 60年代起就開始了對質(zhì)量流量計的研究，主要集中在雙渦輪流量計，特別是在 70 年代，各國對于這種流量計的研究基本趨于成熟，提出了許多專利產(chǎn)品。例如，1962 年，美國 CharlesC.Waugh、1972年，法國的 RaymondLahaye 以及 1973 年，美國 JackHammond 和法國 PierreMarie 都各自用創(chuàng)新的方法對雙渦輪流量計進行了改進設計[2]。2000 年以后，我國對質(zhì)量流量計的研究才有了一定的關注，例如，空軍后勤學院和空軍油料研究所運用機翼理論和葉柵理論建立了一種雙渦輪流量計流動理論模型，并研制出了樣機進行試驗[3]。此外北京理工大學、天津大學等也都對質(zhì)量流量計有一些相關的研究，但都偏重于理論。因此到目前為止，雖然國內(nèi)外對于質(zhì)量流量計的數(shù)學模型和理論分析已經(jīng)有了許多相關研究和探討，但都只是定量說明了質(zhì)量流量計各參數(shù)的關系，并只能定性指導具體的設計。而這無法滿足我們現(xiàn)代工程需要定量指導具體設計的要求。主要就是尋求一種定量指導現(xiàn)代質(zhì)量流量計設計的新方法、新路線。
圖 1 新型機載質(zhì)量流量計
3、質(zhì)量流量計的工作原理：
所研究的質(zhì)量流量計是根據(jù)雙渦輪質(zhì)量流量計原理設計的一種新型流量計，其內(nèi)部結構如圖 1 所示。在驅(qū)動軸前后各有一轉(zhuǎn)動輪，分別稱為主動輪和質(zhì)量感應輪。其中，主動輪與磁鐵渦輪、前集流套筒連接在一起并和驅(qū)動軸同步轉(zhuǎn)動。而質(zhì)量感應輪通過游絲彈簧與軸連接。當流體通過質(zhì)量流量計時，由于主動輪的邊緣處開有斜流孔，此小孔軸線與儀器旋轉(zhuǎn)軸線有一夾角 α。
當流體經(jīng)過斜流孔時，將產(chǎn)生使兩個轉(zhuǎn)動輪旋轉(zhuǎn)的驅(qū)動力矩。而當流體流經(jīng)質(zhì)量感應輪后，將在周向上產(chǎn)生角速度 ω，于是質(zhì)量感應輪將受到阻力矩的作用，其理想狀態(tài)下的阻力矩為：
| T 質(zhì)阻=r2ωqm | （1） |
式中：r—流體的等效半徑；qm—流體的質(zhì)量流量。
由于主動輪與質(zhì)量感應輪是通過軸和游絲彈簧連接在一起，要使主動輪與質(zhì)量感應輪以相同轉(zhuǎn)速運動，必然使游絲彈簧產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)變形，質(zhì)量流量越大，變形越大。同時彈簧將產(chǎn)生一個扭轉(zhuǎn)力矩 Tp 來平衡質(zhì)量感應輪所受到的阻力矩，即 Tp=T 質(zhì)阻。而游
| 絲彈簧由于扭轉(zhuǎn)變形所產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)角為：θ= | 12LT 質(zhì)阻 | （2） |
| E（b/h）h4 | ||
式中：L—游絲長度；b—游絲寬度；h—游絲的厚度；E—游絲的彈性模量。
在主動輪和質(zhì)量感應輪共同達到某一轉(zhuǎn)速時，它們之間由于游絲的變形將產(chǎn)生一定的相位差，研究表明該相位差和油料的質(zhì)量流量成正比。為能實時檢測出這個相位差，在與主動輪連在一起的磁鐵渦輪和質(zhì)量感應輪上各安裝八個磁鐵，每旋轉(zhuǎn)一周，檢測器將各檢測到八個脈沖信號。通過對兩路脈沖信號之間的時間差計數(shù)，測得質(zhì)量感應輪旋轉(zhuǎn)這一偏移角所需的時間差△t，則可得流體的質(zhì)量流量。將式（1）、（2）結合，可得時間差與質(zhì)量流量
| 2 | |||||
| 的理想關系為：△t= | θ | = | 12Lr | q | （3） |
| 4 | |||||
| ω | m | ||||
| E（b/h）h | |||||
4、CFD 數(shù)值仿真與主動輪結構研究：
而驅(qū)動力主要產(chǎn)生于主動輪上的斜流孔，其具體結構如圖 2所示。
通過理論分析可知，每個斜流孔上所受到的轉(zhuǎn)動力矩為：
| T主= △Kv Kα v0 tanα-r1 ω △驀r2 ρ △v軆·n軋軋dA | （4） |
| A2 |
式中：Kv —流速不均勻系數(shù)；Kα —不重合系數(shù)；v0 —斜流孔中流體的平均速度；α—斜流孔軸線與儀器旋轉(zhuǎn)軸線的夾角；r1 —斜流孔中心到轉(zhuǎn)軸的距離；A2—斜流孔進口或出口面積、r2—斜流孔中任一質(zhì)點到轉(zhuǎn)軸的距離。由公式（4）可知優(yōu)化式中的部分參數(shù)能夠提高小流量下的驅(qū)動力矩。
（a）主動輪結構 （b）斜流孔軸向剖面圖
圖 2 主動輪
4.1、斜流孔傾角 α 的確定：
理論上小孔傾斜角 α 越大（***大為 90°），主動輪受到的轉(zhuǎn)動力矩也越大，但從結構上分析就發(fā)現(xiàn)傾斜角不可能無限接近于90°，因此就要尋求一***優(yōu)傾角。這就要構建各種傾斜角的模型，并利用 CFD 仿真，進行數(shù)值分析計算。根據(jù)仿真結果，首先對斜孔附近的流場進行了分析，并選取一個小傾角和一個大傾角的流場進行比較，如圖 3 所示。
（a）小傾角流場 （b）大傾角流場圖 3 主動輪上的流場分布
隨著小孔傾斜角的增大，流體的能量損耗也增加，它提供給主動輪的有效動力矩就不一定越大，而應該在某一角度時有一峰值。因此通過 CFD 數(shù)值計算，結果如圖 4 所示?？芍趦A角為 45°時，主動輪受到的有效轉(zhuǎn)動力矩***大。因此根據(jù) CFD 計算結果，將小孔傾斜角 α 定為 45°。
圖 4 傾斜角與動力矩的關系
4.1、斜流孔直徑的確定：
當流體質(zhì)量流量分別為 60kg/h 和 100kg/h 時，仿真數(shù)據(jù)如圖 5 所示?？芍?，在小流量情況下，當斜流孔直徑為 1.2mm 時，主動輪上的凈驅(qū)動力矩達到***大。因此，根據(jù) CFD 的仿真分析，將斜流孔直徑準d 定為 1.2mm。
| 圖 5 | 斜流孔直徑與力矩關系 |
4.3、轉(zhuǎn)速穩(wěn)定問題:
| 轉(zhuǎn)速 ω 與驅(qū)動力矩 T 驅(qū)動的理想關系為：ω= | T 驅(qū)動 | （5） |
| 2 | ||
| r qm |
式中：r—流體的等效半徑；qm—流體質(zhì)量流量。
從公式（5）可知，轉(zhuǎn)速是隨力矩增加的。雖然公式（3）顯示時間差信號△t 是與轉(zhuǎn)速 ω 無關的，但據(jù)國外研究表明盡管不需保持的轉(zhuǎn)速，但保持一個標稱速度能夠得到更高的測量精度[10]，因此需要考慮轉(zhuǎn)速穩(wěn)定的問題。在此將上述已定的結構和尺寸在不同流量下進行數(shù)值仿真，得到了流量與主動輪凈驅(qū)動力矩 T 的關系，如圖 7 所示 a凈驅(qū)動曲線。隨著流量的增加，驅(qū)動力矩呈非線性增加，且流量越大，力矩增加越快，顯然這不利于保持轉(zhuǎn)速的穩(wěn)定。于是在主動輪上增加一個簡單的內(nèi)閥裝置來控制大流量時的驅(qū)動力矩，從而保持一個標稱轉(zhuǎn)速，如圖 1、圖 6 所示。
圖 6 主動輪內(nèi)閥裝置
（2）選擇不同的梅花擋片傾斜角 λ，如圖 6 所示。為了保證擋片在初始狀態(tài)時是緊貼著主動輪內(nèi)壁的，所設計的擋片傾斜角必須大于主動輪內(nèi)壁傾斜角，即 λ＞β。
（3）改變調(diào)整墊片的個數(shù)，從而控制梅花擋片與主動輪內(nèi)壁的貼合程度，如圖 6 所示。
（4）調(diào)整梅花擋片內(nèi)側(cè)擋板的直徑，從而控制梅花孔大小及擋片的硬度，如圖 6 所示。
| 表 1 梅花擋片***高點偏移距離 | |||
| 流量（kg/h） | 偏移距離（mm） | 流量（kg/h） | 偏移距離（mm） |
| 100 | 0.09 | 900 | 0.42 |
| 200 | 0.15 | 1000 | 0.45 |
| 300 | 0.2 | 1100 | 0.47 |
| 400 | 0.25 | 1200 | 0.5 |
| 500 | 0.29 | 1300 | 0.52 |
| 600 | 0.32 | 1400 | 0.55 |
| 700 | 0.36 | 1500 | 0.58 |
| 800 | 0.39 | 1600 | 0.6 |
圖 7 質(zhì)量流量與力矩關系
圖 8 質(zhì)量流量與轉(zhuǎn)速關系