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Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf ein kapazitives
Leeranteil-Meßgerät.
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Es gibt zahlreiche Umstände, unter denen es wünschenswert ist,
den Leeranteil in einer strömenden Flüssigkeit messen zu können.
Beispielsweise liegt das einer Erdölbohrung entströmende Produkt oft in
zwei Phasen vor, nämlich Erdöl und Erdgas, und es ist erforderlich für
die wirksame Steuerung des Ölbohrlochs in der Lage zu sein, den
untertägigen Gasgehalt des Produkts zu überwachen. Der Gasgehalt wird
generell definiert als der "Leeranteil", welcher Ausdruck hier verwendet
wird, um das Verhältnis des Volumens von Dampfblasen in einer strömenden
Flüssigkeit zu dem Volumen jener Flüssigkeit anzugeben.
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Verschiedene Anläufe wurden in der Vergangenheit unternommen,
den mittleren Leeranteil von zweiphasiger, blasiger Flüssigkeitsströmung
unter Verwendung kapazitiver Sensoren zu messen. Es hat sich jedoch
gezeigt, daß das elektrostatische Feld, erzeugt durch die bekannten
Sensoren und durch das die zu überwachende Flüssigkeit strömt, nicht
gleichförmig ist. Das bedeutet, daß die Änderung in der Kapazität der
Sensoren, herrührend von einer bestimmten Gasblase, stark abhängt von
der Position dieser Blase relativ zu dem elektrostatischen Feld. Als
Konsequenz wird das Ansprechen der bekannten Sensoren erheblich durch
die lokale Leeranteilverteilung beeinflußt.
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Mehrere Forscher haben berichtet, daß die lokale
Leeranteilverteilung in einer zweiphasigen Gas-Flüssigkeitsströmung beeinflußt
wird von dem Gesamtströmungsmuster und daß die Leeranteilverteilung
deutlich den Ausgang der konventionellen Leeranteilsensoren beeinflußt.
Beispielsweise berichtet der Artikel "Turbulence structure of air-water
bubbly flow II. Int. J. Multiphase Flow; Band 2" von Serizawa, A. und
Michiyoshi, I. (1975), daß in zweiphasigen Strömungen die lokale
Leeranteilverteilung eine strenge Funktion des Gesamtströmungsmusters ist
und deshalb beeinflußt werden kann durch solche Faktoren, wie der
mittlere Leeranteil und die Flüssigkeitsoberflächengeschwindigkeit. In einer
Dissertation von Bernier, R.J.N. (1981), erhältlich am California
Institute of Technology, wird über eine Reihe von Experimenten berichtet
unter Verwendung von vertikal aufwärtsgerichteten, zweiphasigen
Strömungen, welche zeigten, daß die Veränderung des Ausgangs eines Leeranteil-
Impedanzsensors mit dem mittleren Leeranteil beeinflußt wurde durch die
lokale Leeranteilverteilung. Eine weitere Dissertation von Hammer, E.A.
(1983), erhältlich an der University of Manchester Institute of Science
and Technology, berichtet über eine Reihe von Experimenten unter
Verwendung aufwärtsgerichteter, zweiphasiger Strömungen, überwacht durch
einen Kapazitätsrauschsensor. Die Experimente zeigten, daß für einen
gegebenen Wert des mittleren Leeranteils der Strömung der Ausgang von
dem Sensor beeinflußt wurde durch die
Flüssigkeitsoberflächengeschwindigkeit, was seinerseits nahelegt, daß die verwendeten
Kapazitätssensoren empfindlich waren gegenüber Veränderungen in der lokalen
Leeranteilverteilung.
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Andere Beispiele von früher vorgeschlagenen Kapazitätssensoren
können gefunden werden in DE-A-3049035 sowie Measurement, Band 1, Nr. 4,
Oktober-Dezember 1983, Seiten 191-195, London GB; R G Green et al: "A
frequency-modulated capacitance transducer for online measurement of
two-component fluid flow".
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Im Hinblick auf die obigen Forschungsergebnisse wäre es
deutlich wünschenswert, einen Leeranteilsensor zu entwickeln, der nicht
empfindlich ist gegenüber Veränderungen in der lokalen
Leeranteilverteilung. Es ist demgemäß ein Ziel der vorliegenden Erfindung, einen solchen
Sensor zu schaffen.
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Gemäß der vorliegenden Erfindung wird eine Vorrichtung für die
kapazitive Messung des Leeranteils in einer in einer Pipeline strömenden
Flüssigkeit geschaffen, umfassend einen im wesentlichen rohrförmigen
Korpus, der einen Strömungsdurchlaß für die strömende Flüssigkeit
begrenzt, und eine Baugruppe von mindestens zwei Elektroden, die im
Abstand voneinander rings um das Äußere des Korpus angeordnet sind oder in
dem Korpus so eingebettet sind, daß sie einen Abstand von der strömenden
Flüssigkeit durch das Korpusmaterial aufweisen, dadurch gekennzeichnet,
daß die Dielektrizitätskonstante des Korpusmaterials im wesentlichen
gleich der erwarteten Dielektrizitätskonstante der Flüssigkeit ist, und
der innere Radius des Strömungsdurchlasses ausgewählt ist, daß er dem
inneren Radius der Pipeline entspricht, und die radiale Dicke des
Abschnitts des Korpus, die die Elektroden von dem Strömungsdurchlaß
trennt, so ausgewählt ist, daß das Verhältnis Zrw der Standardabweichung
der elektrostatischen Feldempfindlichkeit dividiert durch den
gewichteten mittleren Kapazitätsterm nicht mehr als 1 beträgt.
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Die Elektrodenbaugruppe kann zwei Kondensatorelektroden
umfassen, die auf diametral gegenüberliegenden Seiten des rohrförmigen
Korpus angeordnet sind, und zwei geerdete Elektroden, die auf diametral
gegenüberliegenden Seiten des rohrförmigen Korpus zwischen den
Kondensatorelektroden angeordnet sind. Jede der Kondensatorelektroden
überdeckt vorzugsweise einen Winkel von 1440 in der Achse des rohrförmigen
Korpus.
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In einer alternativen Ausführung sind die
Kondensatorelektroden so geformt, daß ihre Mitten (in Umfangsrichtung) dichter an dem
Strömungsdurchtritt liegen als ihre Kanten.
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Der Korpus kann aus Polytetrafluorethylen (nachstehend als
PTFE bezeichnet) ausgebildet sein.
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Eine Ausführungsform der vorliegenden Erfindung wird nun als
Beispiel unter Bezugnahme auf die beigefügten Zeichnungen beschrieben,
in welchen:
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Fig. 1 eine schematische Schnittdarstellung eines
konventionellen kapazitiven Leeranteilsensors ist;
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Fig. 2 eine schematische Schaltkreisdarstellung eines
Kapazitätsmeßkreises ist, die mit dem konventionellen Sensor gemäß Fig. 1 oder
mit Sensoren gemäß der vorliegenden Erfindung verwendet werden kann;
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Fig. 3 eine schematische Schnittdarstellung einer kapazitiven
Sensor-Elektrodenstruktur ist, experimentell verwendet zum Untersuchen
der Veränderung der Kapazität mit der Leeranteilverteilung;
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Fig. 4 Änderungen der Kapazität des Sensors nach Fig. 3 mit
Änderungen in der Leeranteilverteilung für eine einzige Blase
illustriert, die an verschiedenen Positionen in der Pipeline plaziert ist;
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Fig. 5 die Veränderung einer Messung der Gleichförmigkeit des
elektrostatischen Feldes illustriert, erzeugt durch die
Elektrodenbaugruppe,
die in Fig. 3 dargestellt ist, unter Veränderung der
Radialposition;
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Fig. 6 eine Schnittdarstellung eines kapazitiven
Leeranteilsensors gemäß der vorliegenden Erfindung ist;
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Fig. 7 ein Schnitt nach Linie 7-7 der Fig. 6 ist; und
Fig. 8 eine Skizze eines Querschnitts einer zweiten
Ausführungsform der Erfindung darstellt, wobei der Schnitt senkrecht zur
Längsachse des Sensors verläuft.
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Gemäß Fig. 1 umfaßt der dargestellte konventionelle kapazitive
Sensor ein Rohr 1, durch welches ein zweiphasiges Fluid strömt, wie
Erdöl, das Erdgasblasen enthält. Auf der Außenoberfläche des Rohres 1
ist eine erste Elektrode 2 abgestützt, der ein Erregungssignal zugeführt
wird, sowie eine zweite Elektrode 3, welche eine virtuelle
Erdmeßelektrode ist. Die Elektrodenbaugruppe befindet sich in einer zylindrischen,
elektrostatischen Abschirmung 4, die von elektrischen Zuleitungen 5 und
6 durchsetzt ist.
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In Fig. 2 ist eine Schaltung dargestellt, an die die
Sensorbaugruppe nach Fig. 1 angeschlossen wird. Ein 10 kHz Oszillator 7 legt
ein Erregersignal V&sub1; an einen Transformator 8, der eine Sekundärwicklung
9 aufweist, welche Ausgänge erzeugt, die zueinander um 1800
phasenversetzt sind. Einer dieser Ausgänge wird an die elektrische Zuleitung 5
der Baugruppe nach Fig. 1 angelegt und der andere Ausgang wird an einen
Referenzkondensator 10 angelegt. Die Kapazität des Referenzkondensators
10 ist im wesentlichen dieselbe wie die Kapazität der in Fig. 1
dargestellten Baugruppe. Die Zuleitung 6 der Baugruppe nach Fig. 1 und der
Kondensator 10 sind mit einem Verstärker 11 verbunden. Ein Kondensator
12 bildet einen Rückkopplungskreis für den Verstärker 11 derart, daß das
am Ausgang 13 des Verstärkers erscheinende Signal V&sub2;(t) das Folgende
ist:
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V&sub2;(t) = V&sub1;(t) (Cx-Cref) / Cfb, worin
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V&sub1;(t) das an Zuleitung 5 liegende Signal ist
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Cx die Kapazität des Sensors ist
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Cref die Kapazität des Kondensators 10 ist
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Cfb die Kapazität des Kondensators 12 ist.
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Das Signal am Ausgang 13 wird über ein Bandpaßfilter,
umfassend eine Induktivität oder einen Gyrator 14 parallel zu einem
Kondensator 15, einem Wechselverstärker 16 zugeführt. Der Gyrator 14 wirkt als
eine passive Induktivität und kann von konventionellem Aufbau sein, zum
Beispiel einen Typ 353 Operationsverstärker umfassend, vier Widerstände
und einen Kondensator. Der Wechselverstärker 16 liefert einen
Modulationseingang 17 an einen Synchrondetektor 18. Der Synchrondetektor
empfängt auch das an dem Kondensator 10 liegende Signal über ein weiteres
Bandpaßfilter, umfassend einen Gyrator 14 und einen Kondensator 15, die
identisch sind mit den gleichbezifferten Komponenten, die an den Ausgang
13 angeschlossen sind. Die beiden Bandpaßfilter werden auf die
Speisefrequenz von 10 kHz abgestimmt. Der Synchrondetektor 18 extrahiert die
Gleichkomponente des Ausgangs von Verstärker 16 und diese wird einem
Gleichverstärker 19 zugeführt.
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Der Ausgang 20 des Verstärkers 19 gelangt über ein
Tiefpaßfilter 21 zum Entfernen jeglicher restlicher 10 kHz Signalanteile. Das
resultierende Gleichsignal wird an die Ausgangsklemme 22 zugeführt,
wobei ein Nulljustierkreis 23 vorgesehen ist zum Eichen des Ausgangs 22.
Beispielsweise kann der Schaltkreis 23 verwendet werden, um den Ausgang
auf null einzustellen, wenn bekannt ist, daß sich keine Blasen zwischen
den Elektroden 2 und 3 der Meßkondensatorbaugruppe gemäß Fig. 1
befinden.
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Die Schaltung nach Fig. 2 kann in Verbindung mit einer
konventionellen Sensoranordnung der Bauart nach Fig. 1 verwendet werden oder
irgendeinem anderen kapazitiven Sensor einschließlich des Sensors gemäß
der vorliegenden Erfindung, der nachstehend im einzelnen beschrieben
wird.
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Die Elektrodenbaugruppe, die in Fig. 1 dargestellt ist, ist so
aufgebaut, daß Spalte belassen sind zwischen den benachbarten Kanten der
Elektroden 2 und 3. Um sicherzustellen, daß keine Streufelder den Raum
innerhalb des Strömungsrohres beeinflussen können, wurde eine
Elektrodenbaugruppe der Bauart nach Fig. 3 hergestellt, bei der geerdete
Elektroden
24 und 25 zwischen der Erregerelektrode 2 und der Meßelektrode 3
positioniert wurden. Im übrigen war die Elektrodenstruktur genau
dieselbe wie die nach Fig. 1, und die Elektrodenstruktur wurde an die
Schaltung nach Fig. 2 angeschlossen. Die Wirkung von Veränderungen in
der Leeranteilverteilung wurde dann untersucht, wobei Blasen in das Rohr
an Positionen eingespeist wurden, die durch einen Winkel θ indiziert
waren, gemessen von einer Ausgangswinkelposition und einer
Radialposition r. Der innere Radius der Elektroden ist mit R bezeichnet.
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In Fig. 4 ist die Veränderung der gemessenen Kapazität der
Elektrodenbaugruppe nach Fig. 3 für Blasen dargestellt, die bei r = 0,9R
und r = 0,5R als Funktion von θ dargestellt sind. Man kann erkennen, daß
es sehr große Fluktuationen in der gemessenen Kapazität für dieselbe
Blasengröße gibt, abhängig von der Winkelposition der Blase, wenn die
Blase nahe den Elektroden ist. Wenn die Blase nicht nahe den Elektroden
ist, hat jedoch die Winkelposition der Blase einen geringen Einfluß auf
die gemessene Kapazitätsänderung. Demgemäß ist es klar, daß das
elektrostatische Feld relativ gleichförmig ist in Richtung auf das Zentrum des
Strömungsdurchlasses, definiert durch die Elektroden, jedoch zunehmend
weniger gleichförmig wird in Richtung der Elektroden. Um eine Messung
der Gleichförmigkeit des elektrostatischen Feldes zu schaffen, erzeugt
durch eine gegebene Grenzelektrodenanordnung, wurde die folgende Technik
gewählt:
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Ein Elektrodenradius von 50mm wird angenommen, und der Bereich
innerhalb der Elektroden wird unterteilt in eine Serie von Rirgen oder
Ringräumen. Der mittlere Radius des i-ten Ringraumes ist ri, während der
Abstand zwischen den inneren und äußeren Radien jedes Ringraumes 2d ist.
Ein Arbeitsradius rw wird definiert und ein gewichteter mittlerer
Kapazitätsladungsterm ( )rw wird definiert für den Bereich innerhalb des
Arbeitsradius derart, daß
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Hier repräsentiert ( )ri den mittleren Wert von ΔC innerhalb des
i-ten Ringraumes. Es ist festzuhalten, daß die Werte von ΔC, verwendet
bei der Bestimmung von ( )ri, berechnet werden für den Fall, wo die
radiale Koordinate der Blase als festliegend angenommen wird bei einem
Wert von ri, während ihre Winkelkoordinate θ Werte im Bereich von +180º
bis -180º annehmen. Der Ausdruck Ari in der obigen Gleichung
repräsentiert die Querschnittsfläche des i-ten Ringraumes.
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Ein gewichteter Standard-Abweichungsterm ( )rw kann
ebenfalls definiert werden für den Bereich innerhalb des Arbeitsradius
demgemäß, daß
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Hier repräsentiert ( ri)²rw die Varianz des Parameters ΔC im i-ten
Ringraum mit der Annahme eines mittleren Wertes für ΔC von ( )rw.
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Es ist möglich, einen Term Zrw so zu definieren, daß
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Zrw ist ein Maß der Gleichförmigkeit jenes Abschnitts des
elektrostatischen Feldes (erzeugt durch eine gegebene Grenzelektrodenanordnung), das
innerhalb des Arbeitsradius rw vorliegt. Demgemäß indiziert ein relativ
niedriger Wert von Zrw, daß das elektrostatische Feld innerhalb des
Arbeitsradius relativ gleichförmig ist. Umgekehrt indiziert ein hoher
Wert von Zrw das Vorliegen eines relativ ungleichförmigen
elektrostatischen Feldes innerhalb des Arbeitsradius.
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Eine Aufzeichnung von Zrw über rw/R (wo R der Elektrodenradius
ist) für die Grenzelektrodenanordnung nach Fig. 3 ist in Fig. 5
dargestellt. Es ist klar aus dieser Figur, daß Zrw stark abhängt von dem Wert
von rw/R.
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Zusätzlich ist gezeigt worden, daß die
Grenzelektrodenanordnung einen geringen Einfluß auf die Variation von Zrw mit rw/R hat. Mit
der Annahme, daß die optimale Grenzelektrodenanordnung jene ist, die zu
den niedrigsten Werten von Zrw bei den relevanten Werten von rw/R führt,
hat es sich gezeigt, daß die optimale Grenzelektrodenanordnung besteht
aus:
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(i) Einer einzelnen 144º-Erregerelektrode (2, Fig. 3);
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(ii) Zwei 36º-Erregerelektroden (24, 25, Fig. 3), die auf
Erdpotential gehalten werden; und
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(iii) Eine einzelne 144º-virtuelle Erdelektrode (3, Fig. 3).
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Die Kurve der Fig. 5 zeigt die Veränderung von Zrw mit rw/R
für diese Elektrodenanordnung.
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Es ergibt sich aus Fig. 5, daß die Sensorkapazität in hohem
Maße unabhängig ist von der Blasenverteilung unter der Voraussetzung,
daß die Blasen aus dem Bereich nahe den Kondensatorelektroden
herausgehalten werden. In Übereinstimmung mit der vorliegenden Erfindung kann
dies erzielt werden, wenn die gesamte Fluidströmung innerhalb eines
Bereiches eingeschlossen wird, dessen Radius wesentlich kleiner ist als
der Radius der Kondensatorelektrode. Die Sensorbaugruppe gemäß der
Erfindung ist in Figuren 6 und 7 dargestellt.
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Fig. 6 zeigt einen Schnitt durch einen kapazitiven Sensor, der
dazu dient, mittels Flanschen 26 in eine Pipeline eingefügt zu werden,
die beispielsweise ein Gemisch aus Erdöl und Erdgas führt. Die
Pipelineachse ist durch die gestrichelte Linie 27 angedeutet.
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Der Sensor umfaßt eine rohrförmige Aluminiumabschirmung 28,
die mittels Bolzen 29 an den Endflanschen 26 befestigt ist. Das
Festziehen der Bolzen 29 komprimiert die Endflansche gegen einen
rohrförmigen PTFE-Korpus 30, wobei die Enden des PTFE-Korpus 30 mittels O-Ringen
31 gegen die Endflansche 26 abgedichtet sind. Der PTFE-Korpus 30 trägt
vier Elektroden, wie am besten in Fig. 7 zu sehen, das heißt eine
Elektrode 32 entsprechend der Elektrode 2 der Fig. 3, an welche ein
Erregersignal angelegt wird, Elektroden 33 und 34, die mit Erde verbunden sind
und den Elektroden 24 und 25 der Fig. 3 entsprechen, und eine Elektrode
35, die der Meßkondensator ist und der Elektrode 3 nach Fig. 3
entspricht. Die Elektroden 32 und 35 überdecken einen Winkel von 144º an
der Achse 27, während die Elektroden 33 und 34 sich jeweils über einen
Winkel von 36º erstrecken. Isolierende Distanzstücke 36 sind zwischen
der Abschirmung 28 und der Elektrodenbaugruppe angeordnet.
Konventionelle Überwachungselektroden 37 sind an jedem axialen Ende jeder der
Elektroden angeordnet und werden durch entsprechende Signale angesteuert, um
so Endeffekte zu minimieren.
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Der innere Radius des rohrförmigen PTFE-Korpus 30 ist so
gewählt, daß er dem Radius der Pipeline entspricht, in welche der Sensor
eingefügt ist. Der äußere Radius ist so gewählt, daß der rohrförmige
Korpus selbst jenen Bereich des elektrostatischen Feldes, erzeugt
zwischen den Elektroden 32 und 35, einnimmt, der deutlich ungleichförmig
ist. Abhängig von der jeweiligen Anwendung können unterschiedliche Grade
der Gleichförmigkeit erforderlich sein, um die gewünschte Meßgenauigkeit
zu erzielen. Im Falle der Ausführungsform nach Figuren 6 und 7 wurde die
radiale Dicke des PTFE-Rohres 30 so gewählt, daß sie 30% der radialen
Distanz von der Achse 27 bis zu der radial inneren Oberfläche der
Elektrodenstruktur ausmachte. Gemäß der Kurve nach Fig. 5 erkennt man, daß
dies einem Zrw-Wert von weniger als 0,5 entspricht. Wenn eine größere
Gleichförmigkeit erforderlich wäre, wäre es natürlich möglich, die
relative Dicke des PTFE-Rohres zu steigern, so daß es mehr als 30% des
Radius der Elektrodenstruktur einnimmt. Experimente haben jedoch
gezeigt, daß das Verhältnis der Dicke des PTFE-Rohres der in Figuren 6 und
7 dargestellten Ausführungsform hinreicht, um eine akzeptable
Gleichförmigkeit bei der Anwendung auf Erdöl/Erdgas zu gewährleisten.
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In der Anordnung nach Figuren 6 und 7 wird der rohrförmige
Korpus 30 aus PTFE hergestellt. Dieses hat eine Dielektrizitätskonstante
von annähernd 2,1, die ähnlich der Dielektrizitätskonstante von Öl ist.
Idealerweise wäre die Dielektrizitätskonstante des rohrförmigen Korpus
30 identisch mit der Dielektrizitätskonstante des durchfließenden
Fluids, das heißt der Kombination aus Öl und den darin gefangenen
Gasblasen. Je dichter die Übereinstimmung zwischen der
Dielektrizitätskonstante des rohrförmigen Korpus 30 und dem Fluid, das hindurchfließt,
ist, desto besser verringert dies die Störung des elektrostatischen
Feldes innerhalb des Rohres 30, herrührend von dem Vorhandensein des
Rohres. Die Erfindung schafft jedoch wesentliche Vorteile selbst dann,
wenn die Dielektrizitätskonstante des Rohres 30 abweicht von der des
hindurchfließenden Fluids. Wenn die Dielektrizitätskonstante des Rohres
30 zu hoch ist, überwiegt sie jedoch wirksam den Abstand zwischen der
Elektrodenstruktur und der Peripherie des Durchflußkanals. Deshalb ist
vorzugsweise die Dielektrizitätskonstante des Rohres 30 ziemlich klein,
beispielsweise 5 oder weniger.
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Es versteht sich natürlich, daß jenes Material mit einer
entsprechenden Dielektrizitätskonstante für das Rohr 30 verwendet werden
kann.
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Experimente wurden ausgeführt mit einem Sensor des Typs, der
unter Bezugnahme auf Figuren 6 und 7 beschrieben wurde, wobei die
Sensorachse 27 vertikal war. Das den Sensor durchströmende Fluid war ein
Gemisch von Erdöl und Luftblasen. Die Veränderung im Ausgang des
Kapazitätssensors mit dem mittleren Strömungsleeranteil wurde gemessen über
einen Bereich von Oberflächenflüssigkeitsgeschwindigkeiten. Es wurde
festgestellt, daß die Veränderung des Ausgangs des Sensors mit dem
mittleren Strömungsleeranteil linear war und relativ unempfindlich
gegenüber der Öloberflächengeschwindigkeit. Dies zeigt, daß der Sensor
relativ unbeeinflußt war von kleineren Veränderungen in der lokalen
Leeranteilverteilung, die eintrat, wenn die Öloberflächengeschwindigkeit
verändert wurde.
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Eine weitere Serie von Experimenten wurde bei dem
Kapazitätsleeranteilsensor bei Strömungen durchgeführt, die von der
Vertikalrichtung abwichen. Solche Strömungen werden üblicherweise bei
Untertageölbohrloch-Überwachungsanwendungsfällen angetroffen. Bei abgelenkten
Strömungen treten größere Änderungen der lokalen Leeranteilverteilung
auf infolge hoher Auftriebskräfte, die auf die Gasblasen einwirken. Es
wurde festgestellt, daß bei einem gegebenen mittleren Leeranteil der
Strömung der Ausgang von dem Kapazitätssensor durch den Winkel der
Abweichung der Strömung beeinflußt wurde. Dieser Einfluß war jedoch
vorhersagbar und konnte kompensiert werden.
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In der Ausführungsform des Gerätes gemäß der Erfindung, die in
Fig. 8 dargestellt ist, hat der Korpus 50, der einen Strömungsdurchlaß
52 begrenzt, einen runden Querschnitt und besteht aus einem Material mit
einer Dielektrizitätskonstante, die im wesentlichen gleich der
erwarteten Dielektrizitätskonstante des durch den Strömungsdurchlaß 52
fließenden Fluids ist. Die Anordnung umfaßt zwei identische Elektroden 54 und
56, die einander gegenüber liegen und in den Korpus 50 eingebettet sind.
Sie haben eine abgerundete Form. Die Mitte 58 oder 60 jeder Elektrode
befindet sich näher dem Strömungsdurchlaß als die Kanten 62-64 oder
66-68, die in den Korpus 50 zurückverlagert sind. In dieser
Ausführungsform ist der Strömungsdurchlaß von den Kanten der Elektroden weiter weg,
wo die Empfindlichkeit des elektrostatischen Feldes stark ungleichförmig
ist, wie sich aus Fig. 4 ergibt. Überwachungselektroden könnten, wie in
Fig. 3, gemäß denselben Prinzipien hinzugefügt werden.