CN1245610C - 弓形管式科式流量计及其形状的确定方法 - Google Patents

Abstract

两根流管，分别呈由中央的圆弧部及其两侧的各直线部构成的弓形形状形成。首先，根据最大流量下的包括歧管和弓形形状的流管在内的压力损失目标值、最大流量下的来自振动检测传感器的正弦波输出的时间相位差目标值、以及、管的固有振动频率目标值来确定管内径和管端点间的直线长度。是以按照管端点间直线长度L与流管的垂直方向的高度h二者的尺寸比h/L在1/4至1/3之间的要求来确定流管的形状。这样确定管的形状，可使得在被测流体温度发生突变时应力减小到既定值、并且结构最为紧凑。

Description

弓形管式科氏流量计及其形状的确定方法

技术领域

本发明涉及使用并列的两根弓形流管的型式的弓形管式科氏流量计(Coriolis flow meter)及其形状的确定方法。

背景技术

当对被测流体所从中通过的流管的两端进行支持，使流管以该支持点为中心在与该流管的流向相垂直的方向上振动时，作用于流管(以下，将应对其施加振动的流管称作流管)的科氏力与质量流量成比例，运用这一原理的质量流量计(科氏流量计)已经公知。

另外，众所周知，作为这种流管，当做成两根管并列的形式，并在这两根流管以彼此相反的相位共振的同时使被测流体均等地从两根流管中流过时，即使流体的种类改变，即使温度改变，也能够使两根流管的固有振动频率始终相等，由此，可构成效率高且工作稳定、而且不受外部振动和温度的影响的科氏流量计。

这种现有的两根并列的科氏流量计的流管，是通过设在其中央部的、由线圈和磁铁构成的驱动装置的驱动，使这两根流管以彼此相反的相位共振的。此外，由线圈与磁铁构成的一对振动检测传感器，相对于驱动装置的安装位置设置在左右两侧的对称位置上，以检测与科氏力成比例的相位差。

被测流体，从经入口端法兰盘连接的外部流管流入，均等地向两根流管分流。之后，在流管的出口端合流，从经出口端法兰盘连接的外部流管流出。已公知的这种两管并列的科氏流量计，有弯管型的和直管型的。

弯管型的两管并列的科氏流量计，是使从本体横向延伸的流管脚部的振动而对该振动进行检测的，因此必须保证该横向脚部具有必要的长度。即，存在着形状尺寸大的缺点。

相对于此，直管型科氏流量计，是沿外部流管管线方向设置直管结构的流管，在两端得到支持的直管的中央部向垂直于直管轴线的方向振动时，在直管的支持部与中央部之间对因科氏力而产生的直管的位移差、即相差信号进行检测从而测得质量流量的，因此这种直管型科氏流量计，能够做成简单、紧凑且牢固的结构。

但是，对于直管型科氏流量计的流管，必须从两侧进行支撑并固定，因此会受到温度的影响。也就是说，当被测流体的温度改变时，流管的温度立即跟着改变，而相对于此，对流管进行固定的诸如外壳那样的固定结构体的温度变化是滞后的。因此，流管与固定结构体二者的伸长量出现差异因而在长度方向上产生应力，弹簧常数因此而改变，从而导致管的固有振动频率发生变化。为此，作为应对措施，直管型科氏流量计需要有膜片、波纹管等单独的应力吸收手段。

对于上述温度变化引起长度方向上伸长的问题，可通过将流管做成弓形结构而加以解决。美国专利第5796011号公开了这种弓形结构的流管。图7是对现有的具有弓形结构流管的科氏流量计的工作原理进行说明的示意图。弓形结构的流管，能够使应力分散，具有优异的耐震性。但是，现有的弓形管，歧管与流管是沿管的轴向进行连接的。因此，如图7的上图中的、中央的R及其两侧的两个r所示，流管的弯曲需要3个以上的工步，特别是，对于要求具有对称性的双管型管不宜采用。此外，图7的下图示出上下振动的流管的两种状态，如图所示，靠基板固定的振动节点本身，在振动时有可能上下动作，无法实现高精度测量。

此外，上述美国专利第5796011号还公开了图8所示圆弧结构的流管。但这种单纯圆弧结构的流管，与入口导管或出口导管无法成一条直线实现平滑连接。

发明的公开

从上述观点出发，弓形结构的流管，不仅要做成单方向单纯弯曲的结构，而且需要与入口导管和出口导管成一条直线平滑地进行连接。为此，弓形结构的流管，最好是如图6所示，由中央的圆弧部及其两侧的直线部构成，入口导管和出口导管具有既定的上立角度，与流管的朝向相同而进行结合。但此时，对于流管的形状，不仅要设计得紧凑，而且还要考虑到热的影响。

为此，本发明是从这种观点出发提出的，其目的是，对于流管由圆弧段和直线段构成的、可使应力分散且具有优异的耐震性的两管并列的弓形管式科氏流量计，按照，在被测流体发生温度突变时可使应力减小到既定值、并且结构最为紧凑的要求来确定管的形状。

本发明的弓形管式科氏流量计及其形状的确定方法，具有：两根并列的流管，从被测流体流入口向两根流管分支的入口端歧管，使流入两根流管中的被测流体合流后从被测流体流出口流出的出口端歧管，驱动一方流管相对于另一方流管以彼此相反的相位共振的驱动装置，以及，相对于该驱动装置的安装位置设置在左右两侧的对称位置上的、对与科氏力成比例的相位差进行检测的一对振动检测传感器。这两根流管，分别呈由中央的圆弧部及其两侧的各直线部构成的弓形形状形成。根据最大流量下的包括歧管和弓形形状的流管在内的压力损失目标值、最大流量下的来自振动检测传感器的正弦波输出的时间相位差目标值、以及管的固有振动频率目标值来确定管内径和管端点间的直线长度。是以直线部的长度按照使被测流体突变温度所产生的热应力减少的要求进行选择，并且在即使所说直线部的长度改变也能够使热应力大体保持一定的范围内使流管的垂直方向的高度减小的做法来确定流管的形状的。具体是按照管端点间直线长度L与流管的垂直方向的高度h二者的尺寸比h/L在1/4至1/3之间的要求来确定流管的形状的。

此外，本发明的弓形管式科氏流量计及其形状的确定方法，是根据最大流量下的包括歧管和弓形形状的流管在内的压力损失目标值、最大流量下的来自振动检测传感器的正弦波输出的时间相位差目标值、以及、管的固有振动频率目标值来确定管内径和管端点间的直线长度的。并且，是按照管端点间直线长度L与流管的垂直方向的高度h二者的尺寸比h/L在1/4至1/3之间的要求来确定流管的形状的。

附图的简要说明

图1示出采用本发明的科氏流量计的例子，是在假定入口配管和出口配管水平安装的状况下，从其正面观察时的局部剖视图(左侧视图)和从中央部剖切的侧视图(右侧视图)。

图2是弓形管的各参数图。

图3示出固定拱。

图4示出垂直方向热膨胀所产生的力矩。

图5示出直线长度L1改变时最大应力σmax和管高度h的曲线。

图6是对由中央的圆弧部及其两侧的直线部构成的弓形结构的流管进行说明的附图。

图7是对现有弓形结构的流管的工作原理进行说明的示意图。

图8是对现有圆弧结构的流管进行说明的附图。

图9是右半部分为本发明的实施例、左半部分为本发明范围之外的对比例以进行对比的附图。

图10示出实施例与对比例的“温度突变后的密度精度变化”。

图11示出尺寸比改变时温度突变后的仪表误差变化。

图12是替代图11的“仪表误差变化”而反映“密度指示变化”的同样的实测结果。

发明的最佳实施形式

下面，就本发明的两根并列的弓形流管的弓形管式科氏流量计举例进行说明。图1示出采用本发明的科氏流量计的例子，是在假定入口配管和出口配管水平安装的状况下，从其正面观察时的局部剖视图(左侧视图)和从中央部剖切的侧视图(右侧视图)。图示的科氏流量计，在使用时，水平安装或垂直安装均可，而且水平安装时，如图1所示使流管中央的弯曲凸部朝上安装或反之朝下安装均可。但是，计量气体的场合，为了防止液体滞留在流管中央的弯曲凸部处，最好是使弯曲凸部如图所示朝上，反之在计量液体的场合，为防止气泡滞留，最好是使弯曲凸部朝下安装。

所列举的科氏流量计的流管1、2，是弯曲成弓形的形状相同的流管，各自的两个端部，通过焊接等方式结合在入口端和出口端歧管25上。在以下的说明中，假定被测流体从图1的左端流入、从右端流出。被测流体通过经法兰盘18连接的外部流管流入，在入口端歧管处向两根流管1、2均等分流。之后，在流管1、2的出口端，在出口端歧管25合流，从经法兰盘19连接的外部流管流出。

流入侧与流出侧是对称地构成的，而下面就图示的流出侧进行说明。歧管25，从其流出口(与法兰盘19连接的连接部)呈圆弧状向上方改变既定角度，抵达至与流管1、2进行连接的连接口上。如上所述，由于歧管的管连接口具有上立角度，因而只要使流管本身单纯单方向弯曲，便可使连接后的流管与歧管整体作为整体呈平滑的弓形形状形成。此外，歧管具有从一个流出口向两根流管1、2分支的两个流体路径。

如上所述，对其振动进行检测而发挥重要功能的流管1、2本身，只具有单方向单纯弯曲的结构而已，而从两根流管连向外部配管方向的复杂的流体路径，是由歧管按要求形成的。流管1、2，可通过焊接等方式固定在歧管上，不需要有可挠曲部，热应力可由于流管做成弓形形状而被吸收，而且对于配管应力也具有很高的强度。

此外，在流管1、2的两端附近，设有用来形成在进行驱动时产生振动的节部的基板28，并且该基板28相互固定以使流管1、2保持并列。作为该基板28，在具有它时，是以通过基板28进行固定的固定点作为振动的第1支点，并以流管1、2同入口端和出口端歧管25的上端之间的结合端作为第2支点进行振动的。

在弓形流管的中央部，驱动装置15的驱动装置线圈和驱动装置磁铁，分别通过安装件安装在一方流管1和另一方流管2上。连到驱动装置线圈上的配线，经由柔性印刷线路板12并经由配线取出部34，连接到该科氏流量计的外部。配线取出部34，得到截面呈半圆形的底座30的支持并从其中穿过。在该底座30上，外罩31与之接合成一体，与歧管部的凸缘26相配合而使内部形成气密空间。在驱动装置15的两侧，一对振动检测传感器16、17的检测传感器磁铁和检测传感器线圈，经由安装件分别安装在一方流管1和另一方流管2上。

进行工作时，作为驱动装置15，位于两根并列的流管1、2的中央部，驱动两根流管1、2以彼此相反的相位共振。作为一对振动检测传感器16、17，相对于驱动装置15的安装位置设置在左右两侧的对称位置上，对与科氏力成比例的相位差进行检测。图示驱动装置15及一对振动检测传感器16、17，均设置在流管1与流管2的管轴线之间。换言之，如图1所示，当从两根流管相重叠的方向进行观察时，驱动装置15及一对振动检测传感器16、17是各自配置在两个流管之间，且以连接两个流管各自的中心轴的线为中心的。这样，可使驱动力作用于连接两个流管的中心轴的线上，并且能够检测到基于该驱动力的科氏力，因此，不会因振动惯性力而产生惯性矩。

温度传感器如图所示设在两处。流管两侧的固定端之间的距离的变化，会对振动频率产生影响，需要进行修正。在图示的装置中，是对底座30的典型温度进行检测以推测出其伸长量而进行这种修正的。再有，在流管的歧管结合端附近设有用来检测温度的传感器。该传感器，是为了对流管的温度变化引起的刚性的改变进行修正的。

图1所示弓形结构的流管，由中央的圆弧部及其两侧的直线部构成，入口导管及出口导管具有既定的上立角度而与流管在同一方向上结合在一起。对于这种流管的形状，不仅要考虑紧凑化设计，而且还要考虑热的影响，在此基础上确定最佳形状。

下面，就如何确定管的形状以做到被测流体温度发生突变时可使应力减小到既定值并且结构最为紧凑的方法结合图2～图4进行说明。

在图2中，流管的与入口端和出口端歧管进行连接的连接点分别为C’点和C点，其中间的流管上的顶点为A点，中央的圆弧部与直线部之间的连接点为B点。以A点作为坐标原点，由此向右为x轴正方向，向下为y轴正方向。以圆弧部的圆弧中心与A点之间的连线为基准，至圆弧上某一点的角度为φ，至圆弧部端点(即B点)的角度为φ0，圆弧部半径为R。此外，流管的高度为h，连接C’点与C点的直线长度(端点间直线距离)的一半为L/2，该直线与流管的直线部之间的夹角为φ1。

作为确定这种流管的形状的步骤，是使流管的端点间直线距离L与流管的垂直方向的高度h二者之比h/L＝1/3～1/4(0.33～0.25)。本发明，是从前述观点出发，以提供一种可使应力分散、耐震性优异的两管并列的弓形管式科氏流量计作为前提的。通常，现有的弯管型流管，是以h/L＞1.3构成，而直管型流管，显然h＝0，因而是以h/L＝0而构成。

再有，作为确定形状的前提，以使最大流量下的包括歧管与弓形管在内的压力损失不大于1bar作为目标(入口端歧管的节流效应和出口端歧管的扩大效应所造成的压力损失及弓形管总长度等效为等效直管长度时的压力损失的总和)。此外，以最大流量下的来自两个管传感器线圈的正弦波输出的时间相位差不小于6μs作为目标。将管的固有振动频率设定为高于工频的250～400Hz。

从以上的前提确定管内径Di和端点间直线距离L。其次，以如上大致确定了的弓形管，详细求出可使被测流体的突变温度所产生的应力减少的形状。其结论是，如后述的式(24)所示，可求出固定端上产生的最大应力。并且，由于该最大应力，可与直线部的长度L1相关地求出，因此能够求出使最大应力减小的长度L1并求出管的垂直方向的高度h。下面，对此进行详细说明。

如图2所示，图中A点为弓形管的顶点，A-B之间为圆弧管(的一半)，B-C之间为直线管，C点和C’点被固定。在管连续的条件下，φ0＝φ1。为了求出当前流动于管内的液体的温度突然从t1变为t2(突变)时管上所产生的热应力，将从A点向y轴方向只移动d后的点、即弹性中心(热膨胀产生的力矩为0的点)作为原点进行分析。以该弹性中心为原点的坐标以(x1，y1)表示。即，x1＝x，y1＝y-d。

根据铁摩辛柯(Timoshenko)定理，图3所示的固定拱其坐标的原点从A点移到0点，设管子材料的纵弹性模量为E，管的断面二次矩＝π/64(Do⁴-Di⁴)为I，则当以新的纵坐标y1＝y-d满足以下条件

${\∫}_0^s\frac{y_1\mathrm{ds}}{\mathrm{EI}}={\∫}_0^s\frac{y-d}{\mathrm{EI}}\mathrm{ds}=0---\left(1\right)$

为前提对距离d进行选择时，d可由式(2)表达。

$d=\frac{{\∫}_0^s(\mathrm{yds}/\mathrm{EI})}{{\∫}_0^s(\mathrm{ds}/\mathrm{EI})}---\left(2\right)$

首先，最先考虑温度突变引起的x方向膨胀所造成的弹性形变能U_X。设S：拱(弓形)之某一位置处的长度，ds：拱的某一位置处的微小长度，U：弹性形变能，Mx：X轴方向力矩，My：Y轴方向力矩，N：管的压缩力，α：管子材料的温度膨胀系数，t：管的温度或温差，若将弹性中心(O点)处的作为水平方向的力的压缩力H₀和弹性中心(O点)处的弯矩M₀取作静不定量，则根据卡斯蒂利亚诺(Castigliano)第2定理，

$\frac{\∂U_x}{{\∂M}_0}={\∫}_0^s\frac{M_y}{\mathrm{EI}}\frac{\∂M_y}{{\∂M}_0}\mathrm{ds}=0---\left(3\right)$

$\frac{{\∂U}_x}{{\∂H}_0}={\∫}_0^s\frac{M_y}{\mathrm{EI}}\frac{{\∂M}_y}{{\∂H}_0}\mathrm{ds}+{\∫}_0^S\frac{N}{\mathrm{AE}}\frac{\∂N}{{\∂H}_0}\mathrm{ds}=\frac{\mathrm{\αtL}}{2}---\left(4\right)$

成立。其中，

M_Y＝M₀+H₀y₁    N＝H₀cosφ                           (5)

按照弹性中心的条件，M₀＝0，因此可得到

$H_0=\frac{\mathrm{\αtL}/2}{{\∫}_0^s({y_1}^2\mathrm{ds}/\mathrm{EI})+{\∫}_0^s[\left({\cos }^2\mathrm{\φds}\right)/\mathrm{AE}]}---\left(6\right)$

由式(5)、(6)可求出弓形管的某一截面的弯矩和压缩力。加入图2所示由圆弧和直线构成的弓形管的各参数以求解式(2)的d，则

$d=\frac{{\∫}_0^{{\mathrm{\φ}}_0}R(1-\cos )\mathrm{Rd\φ}+{\∫}_{R(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)}^h\mathrm{ydy}/\sin {\mathrm{\φ}}_1}{{\∫}_0^{{\mathrm{\φ}}_0}\mathrm{Rd\φ}+{\∫}_{R(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)}^h\mathrm{dy}/\sin {\mathrm{\φ}}_1}---\left(7\right)$

其中，R：拱形管的圆弧部分的圆弧半径。

因此，顶点A至弹性中心的距离可表达为

$d=\frac{\frac{1}{2\sin {\mathrm{\φ}}_1}\{h^2-R^2{(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)}^2\}+R^2({\mathrm{\φ}}_0-\sin {\mathrm{\φ}}_0)}{R{\mathrm{\φ}}_0+\frac{1}{\sin {\mathrm{\φ}}_1}\{h-R(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)\}}---\left(8\right)$

同样求解式(6)，则为

$H_0=\frac{\mathrm{\αtL}/2}{k_1+k_2}---\left(9\right)$

其中，

$\begin{array}{c}{k}_1=\frac{R}{\mathrm{EI}}\{{(R-d)}^2{\mathrm{\φ}}_0+2R(d-R)\sin {\mathrm{\φ}}_0+R^2{\mathrm{\φ}}_0/2+(R^2\sin 2{\mathrm{\φ}}_0/4)+\\ \frac{1}{3\mathrm{EI}\sin {\mathrm{\φ}}_1}[{(h-d)}^3-\{R(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)-d{\}}^3]\end{array}---\left(10\right)$

$k_2=\frac{1}{\mathrm{AE}}\{(\frac{1}{2}{\mathrm{\φ}}_0+\frac{1}{4}\sin 2{\mathrm{\φ}}_0)R+\frac{{\cos }^2{\mathrm{\φ}}_0}{\sin {\mathrm{\φ}}_1}[h-R(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)\left]\right\}---\left(11\right)$

由式(5)、(9)、(10)、(11)可求出某一管截面的弯矩及压缩力N。其中，A：管的截面面积＝π·(Do²-Di²)/4，Do：管外径，Di：管内径。

下面，关于热膨胀在垂直方向的作用，若如图所示，设静不定力为H1，静不定力矩为M1，则下式

M_X＝M₁+H₁x                                     (12)

成立。根据卡斯蒂利亚诺第2定理，若弹性形变能为Uy，则

$\frac{{\∂U}_y}{{\∂M}_1}={\∫}_0^s\frac{M_x}{\mathrm{EI}}\frac{{\∂M}_x}{{\∂M}_1}\mathrm{ds}=\frac{1}{\mathrm{EI}}{\∫}_0^s(M_1+H_{1}x)\mathrm{ds}=0$

$=\frac{1}{\mathrm{EI}}\{{\∫}_0^{{\mathrm{\φ}}_0}(M_1+H_{1}R\sin \mathrm{\φ})\mathrm{Rd\φ}+{\∫}_{R\sin {\mathrm{\φ}}_0}^{L/2}(M_1+H_{1}x)\mathrm{dx}/\cos {\mathrm{\φ}}_1\}=0---\left(13\right)$

而且，

$\frac{{\∂U}_y}{{\∂H}_1}=\underset{0}{\overset{s}{\∫}}\frac{M}{\mathrm{EI}}\frac{\∂M_x}{{\∂H}_1}\mathrm{ds}=\mathrm{\αth}$

$\begin{array}{c}{\∫}_0^s\frac{(M_1+H_{1}x)}{\mathrm{EI}}\mathrm{xds}=\frac{1}{\mathrm{EI}}{\∫}_0^{{\mathrm{\φ}}_0}(M_1+H_{1}R\sin \mathrm{\φ})R\sin \mathrm{\φ}\·\mathrm{Rd\φ}\\ +\frac{1}{\mathrm{EI}}{\∫}_{R\sin {\mathrm{\φ}}_0}^{L/2}(M_1+H_{1}x)\mathrm{xdx}/\cos {\mathrm{\φ}}_1=\mathrm{\αth}\end{array}---\left(14\right)$

由此可得到

$M_1=\frac{k_3}{k_5+k_3\·k_4}\mathrm{\αth}---H_1=\frac{1}{k_5+k_3\·k_4}\mathrm{\αth}---\left(15\right)$

其中，

$k_3=\frac{\frac{1}{\cos {\mathrm{\φ}}_1}(\frac{1}{2}{R}^2\sin {\mathrm{\φ}}_0-\frac{1}{8}{L}^2)-(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)R^2}{R{\mathrm{\φ}}_0+\frac{1}{\cos {\mathrm{\φ}}_1}(\frac{L}{2}-R\sin {\mathrm{\φ}}_0)}---\left(16\right)$

$k_4=\frac{1}{\mathrm{EI}}{R}^2(1-\cos {\mathrm{\φ}}_0)+\frac{1}{\mathrm{EI}\cos {\mathrm{\φ}}_1}(\frac{L^2}{8}-\frac{R^2}{2}{\sin }^2{\mathrm{\φ}}_0)---\left(17\right)$

$k_5=\frac{1}{\mathrm{EI}}{R}^3(\frac{1}{2}{\mathrm{\φ}}_0-\frac{1}{4}{\sin }^2{\mathrm{\φ}}_0)+\frac{1}{\mathrm{EI}\cos {\mathrm{\φ}}_1}(\frac{L^3}{24}-\frac{R^3}{3}{\sin }^3{\mathrm{\φ}}_0)---\left(18\right)$

因Mx和My的朝向相同，因而相加后的合成力矩M为

M＝M_Y+M_X                             (19)

此外，最大力矩是固定端C处的值，若设其为Mmax，则最大弯曲应力为

${\mathrm{\σ}}_{M\max }=\frac{M_{\max }}{Z}---\left(20\right)$

其中，Z：拱的断面系数＝(π/32)·(Do⁴-Di⁴)/Do

此外，C点的压缩应力为

因而合应力为

${\mathrm{\σ}}_{\max }=\sqrt{{{\mathrm{\σ}}^2}_{M_{\max }}+{{\mathrm{\σ}}_C}^2}---\left(22\right)$

由计算结果得知，σC很小，为σMmax的2～3％，故可忽略不计。即，可以认为

σ_max≈σ_Mmax                       (23)

因此，最大应力产生于固定端，可表达为

${\mathrm{\σ}}_{\max }\≈M_{\max }/Z=\frac{1}{Z}\·\mathrm{\αt}\{\frac{(h-d)}{2(k_1+k_2)}\·L+(\frac{k_3}{k_5+k_3\·k_4}+\frac{L/2}{k_5+k_3\·k_4})h\}---\left(24\right)$

举例来说，当口径为25mm，管子材料使用不锈钢，当各参数中管内径Di＝15mm，管壁厚为0.75mm，突变温度为110℃时，由图2的几何学尺寸形状可知，具有

$R=\frac{L/2-L_1\cos {\mathrm{\φ}}_1}{\sin {\mathrm{\φ}}_0}$ 以及

$h=R-\sqrt{R^2-(L/2-L_1\cos {\mathrm{\φ}}_1)}+L_1\sin {\mathrm{\φ}}_1$ 的关系，因此，在L＝371.4mm并使之不变、φ1＝φ0＝40°的场合，尺寸比h/L改变时的最大应力σmax及管高度h如图5的曲线所示。由图5可知，在尺寸比h/L≥0.31处，最大应力σmax向最小值(约125N/mm2)收敛。但是，若尺寸比h/L取得大则h增大，因此，若取为尺寸比h/L＝0.31，则最大应力也减小，尺寸也变得紧凑(图5中，内部涂白的标识即该点)。另外，将确定为该点的例子，在图9和图10中作为“实施例”示出。如上所述，该点是最佳点，但由图5可以看出，只要在尺寸比h/L＝1/4～1/3的范围内，最大应力σmax事实上将接近于最小值，而且管高度h也可足够低，可使结构紧凑。当尺寸比h/L减小时，最大应力将增大，但若h/L＝1/3时的应力值为σmin，则只要h/L≥1/4，便可小到1.3σmin以下。

图9是，右半部分为本发明实施形式(L1＝130mm，h＝115mm，h/L＝0.31)、左半部分为本发明范围之外的对比例(L1＝20mm，h＝75mm，h/L＝1/5)而进行对比的附图。

图10示出上述实施例与对比例的“温度突变后的密度精度变化”。示出了在流体温度急剧变化(突变)而其温差如曲线横轴所示之后，再次使之恢复到常温时对密度精度进行测定的结果。如图所示，作为实施例，即使以很大的温差急剧变化，所测得的密度精度未产生误差，相对于此，作为对比例，则随着温度突变幅度增大，密度指示误差增大。

图11示出尺寸比改变时温度突变后的仪表误差变化。图中，示出具有图框右侧所示尺寸的流量计的实测数据。使用流量计时发生了温度突变，清洗(蒸汽清洗)时流管温度急剧升高到130℃，若设常温为20℃，则可认为发生了其最大温差为110℃的温度突变。按照以上设想，进行了以110℃温差为负荷的实验。实验的结果，制作成1/4≤h/L≤1/3之范围内者，温度突变后仪表误差几乎无变化，而制作成1/4≤h/L≤1/3之范围外的h/L＝1/5者，发现有-0.2％以上的仪表误差变化。对于科氏流量计来说，-0.2％的仪表误差变化算很大了，将超出流量计的保证精度(一般科氏质量流量计的仪表误差精度为±0.2％)。

图12是替代图11的“仪表误差变化”而示出“密度表示变化”的同样的实测结果。具有与图11同样的倾向。制作成h/L＝1/5者，从密度指示值来看变化量也很大，超出了保证精度(作为密度计，一般的保证精度为±0.002g/ml)。

由图11和图12所示实测结果可以确认，若h/L在1/4以下，则仪表误差变化和密度指示值急剧变化。对于h/L＝1/5者，可以推断，随着温度突变的发生，流管应力超出弹性极限而引起塑性变形，流管的机械特性的变化使流管周期改变，因而发生了仪表误差变化和密度指示值变化。

产业上利用的可能性

根据本发明，能够按照，被测流体温度发生突变时可使应力减小到既定值、并且结构最为紧凑，的要求确定管的形状。

此外，根据本发明，由于流管为由圆弧段与直线段构成的两根并列的弓形管型式，因而可使应力分散，耐震性优异。

Claims (3)

1.一种弓形管式科氏流量计，具有：两根并列的流管，从被测流体流入口向两根流管分支的入口端歧管，使流入所说两根流管中的被测流体合流后从被测流体流出口流出的出口端歧管，驱动一方流管相对于另一方流管以彼此相反的相位共振的驱动装置，以及相对于该驱动装置的安装位置设置在左右两侧的对称位置上的、对与科氏力成比例的相位差进行检测的一对振动检测传感器，其特征是，

所说两根流管，分别呈由中央的圆弧部及其两侧的各直线部构成的弓形形状形成，

根据最大流量下的包括歧管和弓形形状的流管在内的压力损失目标值、最大流量下的来自振动检测传感器的正弦波输出的时间相位差目标值、以及管的固有振动频率目标值来确定管内径和管端点间的直线长度，

按照管端点间直线长度L与流管的垂直方向的高度h二者的尺寸比h/L在1/4至1/3之间的要求来确定流管的形状。

2.如权利要求1所说的弓形管式科氏流量计，其特征是，是以直线部的长度按照使被测流体突变温度所产生的热应力减少的要求进行选择，并且在即使所说直线部的长度改变也能够使热应力大体保持一定的范围内使流管的垂直方向的高度减小的做法来确定流管的形状的。

3.一种弓形管式科氏流量计的形状确定方法，该弓形管式科氏流量计具有：两根并列的流管，从被测流体流入口向两根流管分支的入口端歧管，使流入所说两根流管中的被测流体合流后从被测流体流出口流出的出口端歧管，驱动一方流管相对于另一方流管以彼此相反的相位共振的驱动装置，以及相对于该驱动装置的安装位置设置在左右两侧的对称位置上的、对与科氏力成比例的相位差进行检测的一对振动检测传感器，其特征是，

所说两根流管，分别呈由中央的圆弧部及其两侧的各直线部构成的弓形形状形成，

根据最大流量下的包括歧管和弓形形状的流管在内的压力损失目标值、最大流量下的来自振动检测传感器的正弦波输出的时间相位差目标值、以及管的固有振动频率目标值来确定管内径和管端点间的直线长度，

按照管端点间直线长度L与流管的垂直方向的高度h二者的尺寸比h/L在1/4至1/3之间的要求来确定流管的形状。

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